JP5962206B2 - 高Ｃｒ鋼継目無鋼管製管用丸鋳片の製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、油井の掘削用に利用されるマルテンサイト系の高クロム継目無鋼管、中でもＣｒ含有量が質量比で１２〜１８％の高Ｃｒ継目無鋼管の製管用に用いられる丸鋳片の製造方法、特に好ましくは、１３Ｃｒ継目無鋼管（ＡＰＩ−１３Ｃｒ鋼管）の製管に用いられる丸鋳片の製造方法に関する。なお、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。

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デ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。

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Ｃｒ鋼、特に１３Ｃｒ鋼、１５Ｃｒ鋼、さらに１７Ｃｒ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。

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。

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。

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・ｍ^２)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）。

特開昭６１−１４０３０１号公報 特開平１０−２４９４９０号公報 特開平１１−２１６５４７号公報 特開２０００−２８８７０４号公報 特開２００１−６２５５０号公報（特許第３４０１７８５号公報）

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１２〜１８％Ｃｒ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、これら高Ｃｒ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。また、凝固末期強制冷却帯で鋳片表面に与える水量密度の如何によっては、製品丸鋳片に過大な鋳片反りが生じ、連続鋳造の安定操業が阻害される場合がある。なかでも、１３Ｃｒ鋼は、１５Ｃｒ鋼や１７Ｃｒ鋼に比べて炭素濃度を高めることによって高強度としており、そのため凝固区間が著しく広く、上記Ａタイプ割れが顕著に発生しやすい。

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、特に後述する凝固時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、かつ、鋳片反りが小さい高Ｃｒ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。

本発明者は、高Ｃｒ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、ストランドの軸心部における凝固の開始直後から水冷を強化して、いわゆるＶ偏析の発生を厳しく防止することが、前記Ａタイプ割れの発生の抑止に寄与すること、さらには、前記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、低水量で冷却を続行することが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。

具体的には、本発明に係る高Ｃｒ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１２〜１８％含有する高Ｃｒ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、少なくとも前記ストランドの軸心部固相率ｆｓが０．２となる位置から０．５となる区間に亘って、水量密度Ｑ１が３０〜９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎである軸心部凝固前期強制冷却を行った後、軸心部固相率ｆｓが０．５となる位置から０．８となる位置に至る間で水量密度を次第にまたは段階的に低減して、少なくとも前記ｆｓが０．８となる位置からストランドの軸心部温度が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでの区間に亘って、水量密度Ｑ_２が２０〜６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎであって、かつ、該水量密度Ｑ_２が、前記軸心部凝固前期強制冷却の終了時の冷却水量密度Ｑ_１Ｅより小さい軸心部凝固後期強制冷却を行うことを特徴とする。
ここに、軸心部固相率ｆｓとは、ストランド軸心部における［固相／（固相＋液相）］の質量比をいい、Ｔｓとは、連続鋳造に供される溶鋼の固相線温度をいう。

上記発明において、前記軸心部凝固前期強制冷却が、軸心部固相率ｆｓが０．０１以後０．２までの位置から開始されることとするのが好ましい。

前記各発明において、前記軸心部凝固後期強制冷却において与えられる冷却水量密度が、ストランド下流側に向かって低減されることとするのが好ましい。

前記各発明において、高クロム鋼を、質量比でＣｒを１２．７〜１３．２％含有する１３Ｃｒ鋼に適用するのが効果的である。また、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。

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ほぼ完全に抑制するとともに鋳片反りの小さい高Ｃｒ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。特に、本発明により、高Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造時に発生するＶ偏析割れを高度に防止できる結果、軸心部に発生するＡタイプ割れの発生を極めて高度のレベルで低減することができる。その結果、本発明により得られた丸鋳片は、再加熱後、通常の縮径圧延を経て、そのまま、製管工程に供することができ、製品鋼管に現れる欠陥発生率を極めて低くすることができる。

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。 高Ｃｒ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 本発明において適用する水量密度Ｑ１，Ｑ２をストランドの軸心部の凝固状態ｆｓ及び軸心部温度（Ｔｓ−Ｘ）℃を横軸として模式的に示した説明図である。 Ａタイプ割れとその割れ長さの説明図である。 丸鋳片の反りの量の測定方法についての説明図である。 軸心部凝固後期強制冷却における適用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（ａ図）及び製品丸鋳片に現れる反りとの関係図（ｂ図）である。 本発明に係る軸心部凝固前期強制冷却及び軸心部凝固後期強制冷却の凝固状態−適用水量密度の適用パターンを示す。

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5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２に続いて軸心部凝固前期強制冷却帯３及び軸心部凝固後期強制冷却帯4により適正な水量密度の強制冷却を行い、高Ｃｒ鋼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。なお、軸心部凝固前期強制冷却帯３及び軸心部凝固後期強制冷却帯４とは、連続鋳造設備において通常設けられている二次冷却帯２の下流域側に設けられる、ストランド軸心部に対し圧縮応力を付与するための冷却帯をいう。

以下、本発明を、特に１３Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造に適用する場合を例にとって説明する。連続鋳造設備を用いて１３Ｃｒ鋼を連続鋳造すると、二次冷却帯及びその後の軸心部強制冷却帯の水量密度等の連続鋳造条件に依存して、製品丸鋳片に種々の内部欠陥である軸心部割れが発生する。典型的には、これらの軸心部割れは、(1)Ａタイプ、(2)Ｂタイプ、(3)Ｃタイプ割れの３種に分類される。ここに、Ａタイプ軸心部割れは、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タイプ軸心部割れは、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タイプ軸心部割れは、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。

本発明では、連続鋳造機を用いて丸鋳片を鋳造するに当たり、二次冷却の後、軸心部凝固前期強制冷却を行った後、軸心部凝固後期強制冷却が行われる。図３は、本発明において適用する軸心部凝固前期強制冷却における水量密度Ｑ_１及び軸心部凝固後期強制冷却における水量密度Ｑ_２を、ストランドの軸心部の凝固状態（ｆｓ及び軸心部温度（Ｔｓ−Ｘ）℃）に対して模式的に示した説明図であり、実際に適用した典型的な凝固状態に対する水量密度との関係の一例を実線で示している。図中（Ａ）で示す領域は軸心部凝固前期強制冷却において適用可能な軸心部凝固状態（固相率ｆｓ）−水量密度の範囲を、図中（Ｂ）で示す領域は軸心部凝固後期強制冷却において適用可能な軸心部凝固状態（固相率ｆｓ又は軸心部温度（Ｔｓ−Ｘ））−水量密度の範囲を示し、実線は、実際に適用された凝固状態−水量密度の関係曲線を示す。

本例においては、適用水量密度は、軸心部固相率ｆｓ：０．２において、二次冷却帯末期の水量密度Ｑ_０から軸心部凝固前期強制冷却のための水量密度Ｑ_１：７０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎに切り替えられ、固相率ｆｓ：０．７に至るまでその状態が継続された後、軸心部凝固後期強制冷却のための水量密度Ｑ_２：４０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎに切り替えられ、軸心部温度が（Ｔｓ−１４５）℃よりも３０℃低下した温度においてさらに低水量密度Ｑ_３：１０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎに切り替えられ、その状態が軸心部温度：（Ｔｓ−２５５）℃まで継続している。

（軸心部凝固前期強制冷却条件とその技術的意義）
軸心部凝固前期強制冷却は、図３の領域（Ａ）に示すように、少なくとも前記ストランドの軸心部固相率ｆｓが０．２となる位置から０．５となる区間に亘って水量密度Ｑ_１が３０〜９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎの冷却水をストランド表面に与えるものである。

表２は、図１に示す形式の内径２１０ｍｍの水冷銅鋳型を備える垂直曲げ型の連続鋳造設備を用い、表１に示す組成の１３Ｃｒ鋼の溶鋼を連続鋳造したときの、軸心部凝固前期強制冷却の適用時期と１３Ｃｒ鋼継目無鋼管製管用丸鋳片に現れるＡタイプ軸心部割れ長さ及びＢタイプ軸心部割れ有無との関係を示す。表２において、条件(a)は、軸心部固相率ｆｓが０．２〜０．５の区間に亘って、上記水量密度Ｑ１を３０〜９０Ｌ／ｍ２／ｍｉｎの範囲とする軸心部凝固前期強制冷却を行い、その状態を軸心部固相率ｆｓが０．７になるまで継続した後、水量密度を低下させて、ストランドの軸心部温度が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでの区間に亘って軸心部凝固後期強制冷却を行った場合であり、軸心部凝固前期強制冷却が適正に行われた場合に当たる。一方、条件(b)，(c)は、軸心部凝固前期強制冷却の適用時期をそれぞれ、軸心部固相率ｆｓが０．３〜０．５，０．１〜０．４の区間に亘って行い、その後、水量密度を低下させて、ストランドの軸心部温度が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでの区間に亘って軸心部凝固後期強制冷却を行った場合であり、それぞれ、軸心部凝固前期強制冷却の開始が遅れた場合、早期に終了した場合に当たる。これに対し、条件(d)は、二次冷却後に軸心部凝固前期強制冷却をまったく行わなかった場合である。なお、軸心部凝固後期強制冷却は、いずれの場合についても、図３の領域（B）の範囲を満たすように行った。

なお、軸心部固相率ｆｓとは、ストランド軸心部における［固相／（固相＋液相）］の質量比をいい、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とは、連続鋳造に供されるバルク溶鋼の固相線温度をいい、例えば、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。

表２から、軸心部凝固前期強制冷却の適用時期が適正範囲にあるときは、軸心部に現れるＡタイプ軸心部割れの長さが激減するが、凝固前期強制冷却の開始が遅れる場合や早期に終了する場合には、Aタイプ軸心部割れの発生を充分に低減することが困難になることがわかる。また、軸心部凝固前期強制冷却が行われなかった場合や、その開始が遅れた場合には、Ｂタイプ軸心部われが発生することが分かる。このように、凝固前期制強制冷却の適正化を図ることにより、Ａタイプ軸心部割れがＢタイプ軸心部割れとともに減少する理由は、ストランド中に発生するＶ状偏析ひいてはＡタイプ割れの原因となる収縮孔が激減するためであると推定される。すなわち、軸心部割れは、凝固過程で発生するＶ状偏析あるいはザクなどの中心偏析が著しく、最終凝固位置でも未凝固あるいは空孔の状態で存在する部分に凝固後に軸心から表面に向かった引張応力が作用した場合に発生するものであるが、凝固前期制強制冷却の適正化を図ることにより、これら軸心部割れの根源となる要因を低減することが可能になったと推定される。

ところで、連続鋳造過程において発生するＶ状偏析は、Ｂタイプ割れの直接的な原因となるものであるが、軸心部固相率ｆｓ：０．３〜０．７のＶ状偏析生成期において、いわゆる濃化溶鋼がストランド上流側から瞬間的かつ周期的に流入してくることにより生ずるものであると推定されている。したがって、この流入を抑制し、Ｖ状偏析の発生を抑制するためには、上記Ｖ状偏析生成期に軸心部に十分な圧縮応力が掛るよう、ストランドの冷却を強化することが必要であると考えられる。しかしながら、上記実験結果は、それだけでは十分ではなく、それ以前の段階、特に、軸心部において凝固が開始する直後から、具体的には、遅くとも軸心部固相率ｆｓが０．２に達した段階から、軸心部凝固前期強制冷却を行う必要があることを示している。

上記のとおり、軸心部凝固前期強制冷却は、少なくとも、ストランドの軸心部の固相率ｆｓが０．２となる位置から０．５となる区間に亘って行う必要がある。しかしながら、それだけでは十分ではない。その区間における適用水量密度を３０〜９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎの範囲にとる必要がある。この適用水量密度は、連続鋳造における軸心部ｆｓが０．２以上の凝固過程で発生する体積割合で４〜５％程度の液相部の凝固収縮に相応するように、軸心部の体積変化を生じさせるのに適正なものである。適用水量密度が３０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎ未満の場合には、Ｖ状偏析の発生を十分抑制することができず、ひいては、後述する軸心部凝固後期強制冷却を適正に行っても、Ａタイプ軸心部割れの発生を充分抑制することができない。一方、適用水量密度が９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎを超える場合には、ストランド全周に亘る均一冷却が困難になり、表面割れ（横割れ）やストランド（丸鋳片）に矯正不能の曲がりが生ずるおそれがある。

（凝固後期強制冷却条件とその意義）
上記のように、凝固前期強制冷却は、Ｖ状偏析あるいはＡタイプ軸心部割れの起点となる欠陥の発生を抑制するための条件としての意義を有する。これに対し、凝固後期強制冷却は、直接的にＶ状偏析の発生を抑制するとともに、凝固最終段階において発生するＡタイプ軸心部割れ（後述する復熱時Ａタイプ割れを含む）の発生を抑制する意義を有する。

本発明においては、軸心部凝固後期強制冷却は、軸心部固相率ｆｓが少なくとも０．８となる位置からストランドの軸心部温度が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでの区間に亘って、水量密度Ｑ_２が２０〜６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎを与えるように行われる。なお、この場合において、その水量密度は、前記軸心部凝固前期強制冷却の終了時における水量密度を下回るように取らねばならない。

本発明では、上記のように、ｆｓが０．８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凝固末期強制冷却を行うこととするが、この領域は、Ａタイプ割れが発生する領域に対応している。ｆｓが０．８未満の上流側の領域では、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。

なお、上記軸心部の熱間強度は、本発明の代表的適用鋼種である１３Ｃｒ鋼を例にとれば、そ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る。かかる測定の結果、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℃であると決定される。その前記Ｔｓとの差は１４５℃であり、これに基づき上記軸心部凝固後期強制冷却の適用範囲が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでと決定される。

上記軸心部凝固後期強制冷却は、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０．８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２０〜６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎとすることが必要である。水量密度を２０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎ以上とするのは、２０Ｌ／ｍ^２／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６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎ以下とするのは、６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎを超えると、冷却終了後の復熱時に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危険性が顕著になるためである。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ものである。

図６（ａ）は、軸心部凝固後期強制冷却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６（ａ）から明らかなように、軸心部凝固後期強制冷却を行うことにより、圧縮応力−引張応力転換点（連続鋳造過程においてストランド軸心部に掛る応力が圧縮側から引張側に転換する位置、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／ｍ^２において極大値をとることが分かる。また、図６（ｂ）から、軸心部凝固後期強制冷却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増大し、水量密度が６０Ｌ／ｍｉｎ／ｍ^２を超えると大幅に増大することが分かる。

上記軸心部凝固後期強制冷却を適正な水量密度で行うことによって、Ａタイプ割れの発生を顕著に抑制するとともに鋳片反りを小さくすることができる。しかしながら、その後、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（復熱時のＡタイプ割れ）が拡大する場合がある。

この復熱時のＡタイプ割れの拡大は、前記軸心部凝固後期強制冷却の終了後、さらに、ストランドの軸心部の温度が低下するまで低い水量密度、例えば、１０〜２０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎによる冷却を行うことにより防止することができる。

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に生ずる直径数ｍｍ程度の収縮孔又は前記軸心部凝固後期強制冷却によってもなお残る収縮孔の周辺に、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軸心部の引張応力が過大にならないように鋳片の復熱を抑制することが必要となり、そのため上記のような低水量密度で冷却を継続することがさらに好ましい。

上記復熱時Ａタイプ割れ防止のための付加的な強制冷却区間は、前記その発生温度区間に対応させることが好ましい。具体的に、１３Ｃｒ鋼を例にとれば、上記付加的な強制冷却は、前記軸心部凝固後期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うことが好ましい。

上記のとおり軸心部凝固前期強制冷却及び軸心部凝固後期強制冷却を適正に行うことにより、１３Ｃｒ鋼に代表される高クロム鋼の丸鋳片の軸心部割れを実用レベルでほぼ完全に抑制するとともに鋳片反りの小さい高Ｃｒ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。以下、これら強制冷却の好適実施条件について述べる。

軸心部凝固前期強制冷却は、図３に示す領域（Ａ）を満たすよう、少なくとも軸心部固相率ｆｓが０．２となる位置から０．５となる区間に亘って水量密度Ｑ_１が３０〜９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎを与えるように行うことが必要条件である。その開始前の条件は、通常の継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造における二次冷却条件をそのまま適用できる。しかしながら、ｆｓ：０．２に達する前、例えば、ｆｓ：０．０１の位置から軸心部凝固前期強制冷却に相当する水量密度による強制冷却を開始することができ、これにより、本発明の効果をさらに高めることができる。ｆｓ：０．２に達する前から軸心部凝固前期強制冷却を開始すれば、鋳片の表面温度を早期に低下させて冷却効率を高める効果もある。

軸心部凝固前期強制冷却において適用される水量密度は、図３に示す領域（Ａ）を外れない限り自由にとり得る。例えば、その区間内において、ストランド軸心部の凝固状態あるいは、凝固シェルの形成状態等に応じて、漸増すること、あるいは漸減することも可能である。

軸心部凝固前期強制冷却は、図３に示す領域（Ａ）を超えてｆｓ：０．８に至るまで継続することができる。その間の冷却水量密度は、前記軸心部凝固前期強制冷却の水量密度：３０〜９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎの範囲を維持することが必要である。なお、好ましくは、ｆｓ：０．５を超えた後、次第に又は段階的に水量密度を低減して、続く軸心部凝固後期強制冷却の冷却水量密度に低減するようにするのがよい。

軸心部凝固前期強制冷却から軸心部凝固後期強制冷却への切替は、図３に示したように、ｆｓ：０．５に達した後、０．８に達するまでの間で行われる。その時期は、ストランド軸心部の凝固状態あるいは、凝固シェルの形成状態等に応じて任意に定めることができる。だたし、その切替時における冷却水量密度は、軸心部凝固前期強制冷却の終了時の水量密度Ｑ_１Ｅより軸心部凝固後期強制冷却の開始時の水量密度Ｑ_２が下回るようにする必要がある。

軸心部凝固後期強制冷却は、図３に示す領域内で自由にとることができるが、次第に又は段階的に低減するように取るのが好ましい。これにより、連続鋳造工程における丸鋳片の曲がりや復熱時のＡタイプ割れをさらに効果的に防止することが可能になる。

本発明は、１３Ｃｒ鋼のほか、１５Ｃｒ鋼及び１７Ｃｒ鋼に適用できる。その際の適用条件は、基本的には、１３Ｃｒ鋼の場合と変わるところはない。ただし、Ｃｒの含有量や他の合金元素の添加等により、軸心部の凝固・偏析状態が変動するので、その点を加味した条件の修正を行うことが望ましい。

本発明は、直径が１７０〜３３０ｍｍである継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造に適用できる。これらの場合において、軸心部凝固前期強制冷却及び軸心部凝固後期強制冷却の条件を基本的に変更することは要しない。ただし、鋳型のサイズ変更やそれに伴う連続鋳造条件の変更により、軸心部の凝固・偏析状態が変動するので、その点を加味した条件の修正を行うことが望ましい。

表３に示す組成（質量％）を有する高Ｃｒ鋼を内径２１０ｍｍの円筒形鋳型を用いて連続鋳造した。連続鋳造に当たり、軸心部凝固前期強制冷却及び軸心部凝固後期強制冷却の条件は、図７の(a)〜(f)のパターンにとった。例えば、パターン(a)は、軸心部凝固前期強制冷却をｆｓ：０．１からｆｓ０．７の区間に亘って水量密度：７０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎで行った後、軸心部凝固後期強制冷却をｆｓ：０．７から軸心部温度：（Ｔｓ−１４５）℃に至るまで水量密度６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎで行った後、さらに軸心部温度：（Ｔｓ−２５５）℃に至るまで水量密度１０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎの冷却を行った場合である。他のパターン(b)〜(f)についても図中に示すような経過をたどって強制冷却が行われている。

得られた製品丸鋳片のＡタイプ軸心部割れ（復熱時Ａタイプ割れを含む）及びCタイプ割れの平均長ささらには、鋳片曲がりの程度を評価した。評価結果は表４に併せて示す。なお、Ａタイプ割れの長さとは、図４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い、上記軸心部割れ長さが５ｍｍ以下の場合を合格とした。これは、本発明者の知見によれば、造管条件により多少の差は生じるものの、ビレット軸心部の割れ長さが５mm以下に抑制できれば、造管後の製品の内面カブレ欠陥は大幅に低減できることが経験的に確認されているためである。表４において、本発明例では割れ長さが５mm以下に抑制できており、また、ビレット曲がりも発生していないことが確認できている。Cタイプ割れについては、図２（ｃ）に示すＣタイプ割れの有無及びその差渡し長さによって評価した。鋳片曲がりについては、図５に示す曲がり量によって評価した。

（製管試験）
表３に示す成分・組成を有し、表４のＮｏ．１及びＮｏ．５により製造された丸鋳片について製管試験を行った。製管は、在炉時間：３〜４ｈｒ、抽出温度：１１００℃の再熱処理を行った後、オーバル孔型−ラウンド孔型−オーバル孔型−ラウンド孔型により順次圧下する４パス孔型圧延により縮径圧延を行った。この際、圧下比は、前段及び後段のオーバル孔型−ラウンド孔型においてそれぞれ、１〜２．５の範囲にとり、全圧下比を１（無圧下）〜５となるように調整した。

上記再熱縮径圧延により得られた鋼片を１２５０〜１３００℃に加熱後、マンネスマン穿孔圧延機を用いて穿孔圧延を行って中空素管とした後、直ちにマンドレルミルにより延伸して長尺素管とし、得られた長尺素管を再加熱後、ストレッチレデューサにより定径化して外径：２５．４〜１７７．８ｍｍ、厚さ：２．３〜４０ｍｍの仕上り寸法に仕上げ、２５ｍｍのクロップ切断後熱処理を行って製品継目無鋼管とした。

得られた製品継目無鋼管に対し、その全長に亘って超音波探傷試験を行い、内面位置のエコー高さが閾値を超える管を欠陥有りの管と判定した。製管本数に対する欠陥有りの管の割合を欠陥率として評価した。評価結果は表５に示す。表５から明らかなように、本発明により、欠陥率は１/３以下に低減できており、造管後の手入れを大幅に低減可能となることから歩止まり改善やコスト削減効果が期待できる。

１：連続鋳造鋳型
２：二次冷却帯
３：軸心部凝固前期強制冷却帯
４：軸心部凝固後期強制冷却帯
５：矯正帯
Ｓ：ストランド

Claims (5)

1. 質量比でＣｒを１２〜１８％含有する高Ｃｒ鋼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、二次冷却に続いて、少なくとも前記ストランドの軸心部固相率ｆｓが０．２となる位置から０．５となる区間に亘って、水量密度Ｑ_１が３０〜９０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎである軸心部凝固前期強制冷却を行った後、軸心部固相率ｆｓが０．５となる位置から０．８となる位置に至る間で水量密度を次第にまたは段階的に低減して、前記ｆｓが０．８となる位置からストランドの軸心部温度が（Ｔｓ−１４５）℃となるまでの区間に亘って、水量密度Ｑ_２が２０〜６０Ｌ／ｍ^２／ｍｉｎであって、かつ、該水量密度Ｑ_２が前記軸心部凝固前期強制冷却の終了時の冷却水量密度Ｑ_１Ｅより小さい軸心部凝固後期強制冷却を行うことを特徴とする高Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
   ここに、軸心部固相率ｆｓとは、ストランド軸心部における［固相／（固相＋液相）］の質量比をいい、Ｔｓとは、連続鋳造に供される溶鋼の固相線温度をいう。
2. 軸心部凝固前期強制冷却が、軸心部固相率ｆｓが０．０１以後０．２までの位置から開始されることを特徴とする請求項１に記載の高Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
3. 軸心部凝固後期強制冷却において与えられる冷却水量密度が、ストランド下流側に向かって低減されることを特徴とする請求項１又は２記載の高Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
4. 高クロム鋼が、質量比でＣｒを１２．７〜１３．２％含有する１３Ｃｒ鋼であることを特徴とする請求項１〜３の何れかに記載の高Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。
5. 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１〜４の何れかに記載の高Ｃｒ継目無鋼管製管用丸鋳片の連続鋳造方法。