JP2005131667A - 熱間押出継目無鋼管の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】熱間押出継目無鋼管の押出し加工において鋼管の内表面に発生するヘリンボン（肌荒れ）の防止、特にステンレス鋼の加工度の高い熱間押出継目無鋼管のヘリンボンの発生を防止する。
【解決手段】潤滑剤としてその内外表面にガラス粉を塗着した加熱中空ビレットを、コンテナ内に装入し、押出鋼管の内径にほぼ等しいマンドレル３０をラムに取付け、ダイス２０の孔径とマンドレル３０の外径との間に形成される隙間を通して、前記中空ビレットを押出す熱間押出継目無鋼管の製造方法において、ビレット・マンドレル間と、ビレット・ダイス間との摩擦係数比が０.１〜２.０であることを特徴とする熱間押出継目無鋼管の製造方法。
【選択図】 図５

Description

本発明は、中空ビレットを素材とする熱間押出継目無鋼管の製造において、鋼管の内表面に発生するヘリンボン（肌荒れ、しわ模様）の防止、特にステンレス鋼の中空ビレットを素材とする加工度の高い熱間押出継目無鋼管の内表面のヘリンボンの防止に関する。

図１は従来から採用されている熱間押出継目無鋼管の押出機構図である。

図１０、図１１は従来例に係る熱間押出継目無鋼管の工程図であり、図１０はエキスパンション穿孔を使用した工程図であり、図１１はエキスパンション穿孔に替えて直接押出しを行う場合の工程図ある。

以下、図１０、１１および図１に基づいて、従来の熱間押出継目無鋼管の一般的製造方法について説明する。

押出し用素材として、平炉、電気炉、転炉によって製鋼された材料を圧延または鍛造によって押出し用コンテナの径に応じた所定の寸法に仕上げた鋼片（ビレット）が使用される。

ビレットは定尺寸法長に切断され、その後ミルスケールおよび表面欠陥の除去のため、ピーリングまたはターニングが行われ、次いで端面加工が行われる。

また、図１０に示すエキスパンション穿孔を使用する場合には、パイロットホールを中心に削孔される。その後ビレットを予熱、加熱し削孔の周りに潤滑ガラス粉を塗布して先端にエキスパンションノーズの形成されたマンドレルを押込んで穿孔する。図１１に示す直接押出す場合には、ビレットは機械加工によって所定の内径の孔が旋削され、次いで内面研磨が行われビレットの加工が完了する。

そして、ビレットの加工後図１０のエキスパンション穿孔を使用した場合は再加熱を行い、スケールを除去する。図１１に示す直接押出しを行う場合は、ここで連続炉による予熱と、誘導加熱炉による加熱を行い、スケールを除去した後、その中空ビレット１０を図１の熱間押出機構図に示されたコンテナ４０と称する円筒内に装入する。一方押出鋼管の内径にほぼ等しいマンドレル３０をラム（不図示）に取付け、中空ビレットの後端のダミーブロック６１を介してステム６０に加えられるプレスの押圧力によりダイス２０の孔径とマンドレル３０の外径との間に形成される隙間を通して中空ビレット１０を押出して管状に成形する。

熱間押出し加工時の潤滑剤は、ダイス２０と中空ビレット１０の端面との間に正面ガラスディスク５０が挿入され、中空ビレット１０の内外表面に潤滑ガラス粉５１、５２が塗着される。

潤滑剤として使用されるガラス粉は押出し時の中空ビレットの内面、外面の温度や加工度が異なることを考慮してガラスの種類が選定される。

押出された中空ビレット１０は、冷却され、所定の単位長に粗切断され、表面に付着したガラスが除去され、次の工程へ搬送される。
特開平０９−１９２７２４号公報

しかしながら、上記図１１に示す直接押出しを行う場合において、機械加工による旋削後の内面研磨を省略すると、たとえばバイト目が起点となる鋼管内面にヘリンボンが発生する。図９はヘリンボンの発生状況の説明用写真であり、（Ｄ）、（Ｅ）は合格品の写真であり、（Ａ）〜（Ｃ）は不合格品の写真である。（Ａ）〜（Ｃ）に示される不合格品は内面の凹凸が大きく、見映えが悪く品質の低下を招き、ひいては生産性の低下の原因となる。

そのため、従来工法ではバイト目を無くすために、旋削後に研磨を行なっているが、ビレット加工時間が増加し、結局生産性が低下する。また図１０に示すエキスパンション穿孔によってバイト目をつぶす方法もあるが、同様にビレット加工時間が増加し、結局生産性が低下する。

また、上記特許文献１に記載の中空ビレットの表面に粗さがＲｍａｘで３０〜１００μｍの梨地化処理をし、その梨地の凹凸面に熔融潤滑ガラスを貯溜して内面の肌荒れを防止する方法では、中空ビレット内面の梨地工程の追加が必要であり、同様に生産性が低下する。

本発明は、上記問題点に鑑み、中空ビレットの内面（マンドレル）側と外面（ダイス、コンテナ）側の摩擦係数の違いによるメタルフロー（変形挙動）に検討を加えてなされたものであり、研磨、エキスパンション穿孔等の工程の追加を必要とすることなく、またステンレス鋼の中空ビレットを素材とする加工度の高い場合においてもヘリンボンを防止できる熱間押出継目無鋼管の製造方法を提供することにある。

上記課題を達成するための第１の発明は、熱間押出し加工時のビレット・マンドレル間とビレット・ダイス間の潤滑剤としてその内外表面にガラス粉を塗着した加熱中空ビレットを、コンテナ内に装入し、押出鋼管の内径にほぼ等しいマンドレルをラムに取付け、ダイスの孔径とマンドレルの外径との間に形成される隙間を通して、前記中空ビレットを押出す熱間押出継目無鋼管の製造方法において、ビレット・マンドレル間の摩擦係数と、ビレット・ダイス間の摩擦係数とのが０.１〜２.０であることを特徴とする熱間押出継目無鋼管の製造方法である。

第２の発明は、ビレットの鋼種がステンレス鋼であることを特徴とする請求項１に記載の熱間押出継目無鋼管の製造方法である。

第３の発明は、ダイスのアプローチＲが２０ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１または２に記載の熱間押出継目無鋼管の製造方法である。

第１の発明は、ビレット・マンドレル間の摩擦係数と、ビレット・ダイス間の摩擦係数との比が０.１〜２.０であることを特徴とする熱間押出継目無鋼管の製造方法であるから、中空ビレットの内表面のメタルフローが円滑に行われ、中空ビレットの内面の旋削時のバイト目が粗く残る場合でも、たとえばバイト目が起点となるヘリンボンの発生が防止できるという効果がある。

第２の発明は、第１の発明において、中空ビレットの鋼種がステンレス鋼であることを特徴とする熱間押出継目無鋼管の製造方法であるから、メタルフローに難易性のあるステンレス鋼の場合にもヘリンボンの発生を防止できるという効果がある。

第３の発明は、第１または第２の発明において、ダイスのアプローチＲが２０ｍｍ以上であることを特徴とする熱間押出継目無鋼管の製造方法であるから、中空ビレットの内表面のメタルフローがより円滑に行われ、ヘリンボンの発生が確実に防止されるという効果がある。

本実施の形態においては、特にステンレス鋼の加工度の高い熱間押出継目無鋼管のヘリンボンの防止を目的とし、潤滑剤の種別によるダイス・ビレット間、ビレット・マンドレル間との摩擦係数比λに着目し、ＣＡＥ解析によってヘリンボンの発生のメカニズムを検討し、その後実機によってそれを確認した。

以下ヘリンボンのＣＡＥ解析について説明する。

解析条件は次の通りである。

ビレットの材質： ＳＵＳ３０４相当
寸法： 外径１６９ｍｍ×内径５０ｍｍ×長さ６００ｍｍ
加熱温度： １２３０℃相当
ダイスの径： ６０ｍｍ
コンテナ径： １８０ｍｍ
マンドレルの径： ４５ｍｍ

図３は本実施の形態に係るＣＡＥ解析の模式図であり、１０は押出し途中の中空ビレット、２０はダイス、３０はマンドレル、４０は中空ビレット１０を装入するコンテナを示している。

図４は本発明の実施の形態に係るＣＡＥ解析の中空ビレットの模式図であり、（Ａ）はＬ方向、（Ｂ）はＴ方向に分割した模式図である。そして、ＣＡＥ解析によってビレットを押出すと、図（Ａ）のＬ方向の分割要素が図５のＬ方向のメタルフローに、図（Ｂ）のＴ方向の分割要素が図５のＴ方向のメタルフローに変化する。

図５は本発明の実施の形態に係るビレット・マンドレル間とビレット・ダイス間との摩擦係数比λに対する中空ビレット内表面のメタルフロー図であり、（Ａ１）、（Ａ２）は摩擦係数比λが１０のときのＬ方向とＴ方向のメタルのフローを、（Ｂ１）、（Ｂ２）は摩擦係数比λが１.０のときのＬ方向とＴ方向のメタルのフローを、（Ｃ１）、（Ｃ２）は摩擦係数比λが０.０２のときのＬ方向とＴ方向のメタルフローの３つの条件におけるメタルフローをそれぞれ示している。

摩擦係数比λが１.０（条件２）の場合には、Ｌ方向の中空ビレットの内面のメタルフローは流線が密であり（Ｂ１参照）、Ｔ方向のメタルフローの流線も方向の変化はなく同じ方向に良好に伸びており（Ｂ２参照）、ヘリンボンの発生がないことが読取れる。

摩擦係数比λが１０（条件１）の場合には、Ｌ方向の中空ビレットの内面のメタルフローは流線が粗く（Ａ１参照）、Ｔ方向のメタルフローの流線は方向の変化があり（Ａ２参照）、これがバイト目と重なったところでヘリンボンが顕著に生じることが読取れる。

摩擦係数比λが０.０２（条件３）の場合にも、Ｌ方向の中空ビレットの内面のメタルフローは流線が粗く（Ｃ１参照）、Ｔ方向のメタルフローの流線は方向の変化があり（Ｃ２参照）、これがバイト目と重なったところでヘリンボンが顕著に生じることが読取れる。

上記の通り、ビレット・マンドレル間とビレット・ダイス間の摩擦係数比λを等しく（条件２）すればヘリンボンの発生を防止することができ、この摩擦係数比λを１.０より一定の範囲を超えて大きくしても、小さくてしもヘリンボンが発生する。

即ち、ヘリンボンが発生するか否かは摩擦係数の大きさに直接起因するのではないから、ヘリンボンの発生を防止するにはビレット・マンドレル間とビレット・ダイス間の摩擦係数比λを１.０から一定の範囲収めればよいことが判る。

また、上記のヘリンボンの発生しない条件２（図５）の場合には中空ビレット内表面のメタルフローの流線が密であるが、ダイスのアプローチＲを大きくすれば流線を密にすることが可能であり、ヘリンボンの発生を一層確実に防止できると考えられる。

この点に着目して、ダイスのアプローチＲがメタルフローに及ぼす影響について行ったＣＡＥによる解析結果について以下説明する。

図６はダイスのアプローチＲが３０ｍｍ、摩擦係数比λが１.０の場合のメタルフローの説明図であり、図３のＰ部の拡大図に相当するものであるが、メタルフローの流線が極めて密であることが判る。

アプローチＲが２０ｍｍ、１０ｍｍと小さくなるにつれてメタルフローの流線が３０ｍｍの場合に比較して少しずつ粗の方向に移る（不図示）。

図７は中空ビレット内面側のメタルフロー間隔の変化を示す説明図であり、押出し前のダイスの入り口から一定距離離れたところのメタルフローの間隔Ｌ_１はダイス部分でＬ_２に絞られる状況を示している。

図８は摩擦係数化λと中空ビレット１０の内面側のメタルフローの間隔比をダイスのアプローチＲが１０、２０、３０ｍｍの３種類の場合について示したグラフである。

図８によると、アプローチＲが大きい方がメタルフローの間隔比が小さくなり、摩擦係数比λが１.０のときがメタルフローの間隔比が最小となり、摩擦係数比λがそれよりも大きくても、小さくてもメタルフローの間隔比は大きくなる。

即ち、どのアプローチＲの場合にもおいても、摩擦係数比λが１.０のとき内面側のメタルフローが最も密となってヘリンボンの発生が防止され、摩擦係数比λが１.０からづれると内面側のメタルフローが粗の方向へ移り、ヘリンボンが発生し易くなる。

また、アプローチＲが１０ｍｍに対して２０ｍｍ、２０ｍｍに対して３０ｍｍの方が内面のメタルフローが密になってヘリンボンの発生が防止される。しかしアプローチＲを大きくすることはダイスの形状が大きくなるので自ずと制限を受けることになる。

以下、上記のＣＡＥの解析結果に基づき、摩擦係数比λの好適範囲を適用した実施例について説明する。

実機を使用し、ビレット・マンドレル間とダイス・ビレット間との摩擦係数比λをパラメータとして、材質がＳＵＳ３０４、外径１６９ｍｍ×内径５０ｍｍ、加熱温度（中空ビレットの中央部外表面）：１２３０℃の中空ビレットを、ダイスのアプローチＲを１０ｍｍとし、外径５７ｍｍ×内径４５ｍｍに押し出した。

潤滑剤として使用した各種ガラスの摩擦係数は下記の条件によるリング圧試験方法により測定した。

リング試片材質：ＳＵＳ３０４
リング形状：内径１５ｍｍ×外径３０ｍｍ×高さ１０ｍｍ
リング加熱温度：１２３０℃
ダイス材質：ＳＫＤ−６１
目標圧縮率５５％（リング高さ１０ｍｍを４.５ｍｍまで圧縮する）
摩擦係数の計算：ΔＤ＝ｍln（μ/０.０５５）
lnｍ＝（０.０４４×圧縮率）+１.０６
但し、 μ：摩擦係数
ΔＤ：内径変化率
ｍ：圧縮率より求められる変数

表１は上記実施の結果を一覧表にしたものであり、摩擦係数比λに対するヘリンボンの程度を示している。

表１において、実施例２〜４の摩擦係数比λが０.１５〜１.５のときはヘリンボンの発生は皆無（評点５、図９）であり、実施例１、５の摩擦係数比λが０.１、２.０の場合には、ヘリンボンの発生が見られるが程度は良好である（評点４、図９）。

比較例１、３の摩擦係数比λが０.０１、１０の場合はヘリンボンの程度が極めて悪く製品に供し得ない（評点１、図９）。比較例２の摩擦係数比λが５.０のときはヘリンボンの程度はやや改善されるが、程度が悪く検査不合格である（評点３、図９）。
表２は表１の実施例、比較例において、摩擦係数比λはそのままとし、ダイスのアプローチＲを１０ｍｍから２０ｍｍ、３０ｍｍに増加させたものであるが、実施例１′、５′において評点がそれぞれ１点向上し、比較例１′、３′において評点がそれぞれ２点向上している。

なお、表１の実施例１において、１０本テストした結果は７本が評点４、３本が評点５で平均点は４.３であった。また表２の実施例１′のアプローチＲ１０ｍｍの場合には、４本が評点４、６本が評点５で平均点が４.６であった。またアプローチＲ３０ｍｍの場合には１本が評点４、９本が評点５で平均点が４.９であった。

また、図２は鋼管内面側の断面の拡大写真であり、（Ａ）はヘリンボンの発生部、（Ｂ）はヘリンボンの発生がほとんど見られない良好部の拡大写真である。

（Ａ）に見られるヘリンボンの発生部では、中空ビレットの内面側のメタルフローの流線は粗く、バイト目の凹凸が残りメタルフローの流線が極度に乱れているが、これはヘリンボンの発生しているＣＡＥ解析の条件１、３（図５）と符合している。

一方、（Ｂ）に見られるヘリンボンの発生していない良好部では中空ビレットの内面側のメタルフローの流線は密であり、乱れもほとんど見られないが、これはヘリンボンが発生していないＣＡＥ解析による条件２（図５）と符合している。

本発明の実施の形態に係る熱間押出継目無鋼管の押出機構図である。 鋼管内面側の断面の拡大写真であり、（Ａ）はヘリンボン不良部、（Ｂ）はヘリンボン良好部の拡大写真である。 本発明の実施の形態に係るＣＡＥ解析の模式図を示す。 本発明の実施の形態に係るＣＡＥ解析の中空ビレットの模式図であり、（Ａ）はＬ方向、（Ｂ）はＴ方向に分割した模式図を示す。 本発明の実施の形態に係る摩擦係数比λに対する中空ビレット内表面のメタルフロー図である。 本発明の実施の形態に係るダイスのアプローチＲが３０ｍｍのメタルフローの説明図である。 本発明の実施の形態に係る中空ビレット内面側のメタルフロー間隔の変化を示す説明図である。 本発明の実施の形態に係る摩擦係数比λの変化と中空ビレット内面側のメタルフローの間隔比を示すグラフである。 ヘリンボンの発生状況の説明用写真であり、（Ａ）〜（Ｃ）は不合格品、（Ｄ）、（Ｅ）は合格品である。 従来例に係る熱間押出継目無鋼管の工程図（エキスパンション穿孔）である。 従来例に係る熱間押出継目無鋼管の工程図（直接押出し）である。

符号の説明

１０・・・中空ビレット
２０・・・ダイス
２１・・・ダイホルダ ２２・・・ダイバッカ ２３・・・ダイホルダ
３０・・・マンドレル
４０・・・コンテナ
５０・・・正面ガラスディスク
５１・・・内面潤滑ガラス粉 ５２・・・外面潤滑ガラス粉
６０・・・ステム ６１・・・ダミーブロック

Claims (3)

1. 熱間押出し加工時のビレット・マンドレル間とビレット・ダイス間の潤滑剤としてその内外表面にガラス粉を塗着した加熱中空ビレットを、コンテナ内に装入し、押出鋼管の内径にほぼ等しいマンドレルをラムに取付け、ダイスの孔径とマンドレルの外径との間に形成される隙間を通して、前記中空ビレットを押出す熱間押出継目無鋼管の製造方法において、
   ビレット・マンドレル間の摩擦係数と、ビレット・ダイス間の摩擦係数との比が０.１〜２.０あることを特徴とする熱間押出継目無鋼管の製造方法。
2. 中空ビレットの鋼種がステンレス鋼であることを特徴とする請求項１に記載の熱間押出継目無鋼管の製造方法。
3. ダイスのアプローチＲが２０ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１または２に記載の熱間押出継目無鋼管の製造方法。
   

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