JP2018009228A - Method for producing steel pipe and quenching device - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、鋼管の製造方法及び焼入れ装置に関する。 The present invention relates to a method for manufacturing a steel pipe and a quenching apparatus.
鋼管の焼入れは、焼入れ組織の確保と生産性向上の要請とから、設備仕様の最大冷却速度で急冷することで実施される。しかし、C含有量の高い鋼管は、焼割れ感受性が高いため、単純な冷却手段では冷却速度が大きすぎると焼割れが発生する。一方、冷却速度が小さすぎると焼入れ組織が得られず、所望の特性が得られない。 Quenching of steel pipes is carried out by quenching at the maximum cooling rate specified in the equipment specifications in order to secure a quenched structure and to improve productivity. However, since a steel pipe with a high C content has a high susceptibility to fire cracking, if a cooling rate is too high with a simple cooling means, fire cracking occurs. On the other hand, if the cooling rate is too low, a quenched structure cannot be obtained and desired characteristics cannot be obtained.
特開昭60−190524号公報には、連続的に配設した冷却媒体噴射ノズル列内を移動させることにより鋼管を焼入れする方法が記載されている。 Japanese Patent Application Laid-Open No. 60-190524 describes a method of quenching a steel pipe by moving through continuously arranged cooling medium injection nozzle arrays.
特開昭61−281823号公報には、求心状に複数のミスティングジェットノズルを備え、鋼管の移送方向に複数縦列配置された冷却ヘッダ内を順次通過させて鋼管を冷却する方法が記載されている。同文献には、冷却後の鋼管に要求される金属組織及び機械的性質によって定まる冷却時の鋼管温度履歴に合致させるように、冷却ヘッダごとにその冷却水供給量及びエア供給量を設定し、かつ鋼管の移送速度を設定し冷却を行うことが記載されている。 Japanese Patent Laid-Open No. 61-281823 describes a method of cooling a steel pipe by sequentially passing through cooling headers that are provided with a plurality of misting jet nozzles in a centripetal manner and arranged in tandem in the direction of steel pipe transfer. Yes. In this document, the cooling water supply amount and the air supply amount are set for each cooling header so as to match the steel pipe temperature history during cooling determined by the metal structure and mechanical properties required for the steel pipe after cooling, In addition, it is described that cooling is performed by setting a transfer rate of the steel pipe.
特開昭62−192535号公報には、水量と気水比とが調整可能なミスティングジェットノズルを用いて構成された冷却能が可変で、かつ速度可変ローラコンベア中に鋼管移動方向に複数個連設された環状冷却ヘッダ内に、所定温度に加熱した鋼管を挿通移動させて冷却するに際し、その鋼管の移動速度と各冷却ヘッダの冷却能とを、所定の冷却速度パターン及び温度差が得られるように各々設定し、冷却することを特徴とする鋼管の冷却方法が記載されている。 Japanese Patent Application Laid-Open No. 62-192535 discloses a variable cooling capacity configured by using a misting jet nozzle capable of adjusting the water amount and the air / water ratio, and a plurality of speed change roller conveyors in the moving direction of the steel pipe. When a steel pipe heated to a predetermined temperature is inserted and moved into the annular cooling header provided continuously, the moving speed of the steel pipe and the cooling capacity of each cooling header are obtained by a predetermined cooling rate pattern and temperature difference. The steel pipe cooling method is characterized in that each is set and cooled as described above.
特開平9−104925号公報には、重量%で、0.2〜1.2%のCを含有する鋼管の焼割れを防止する焼入れ方法であって、焼入れにおいて冷却を鋼管の内面だけから行うことを特徴とする中・高炭素鋼の焼入れ方法が開示されている。 Japanese Patent Laid-Open No. 9-104925 discloses a quenching method for preventing quench cracking of a steel pipe containing 0.2 to 1.2% C by weight, and cooling is performed only from the inner surface of the steel pipe. A method of quenching medium and high carbon steel characterized by the above is disclosed.
鋼管に割れが発生する場合、多くは管端部を起点とし、管軸方向にき裂が進展する。これは管端部に応力が集中するためである。管端に面取り加工を実施することで、応力集中を緩和し、焼割れを防止することができる。しかし、熱処理対象の鋼管すべてに面取り加工を実施すると、生産性が低下する。 When cracks occur in a steel pipe, most cracks start in the pipe axis direction starting from the pipe end. This is because stress concentrates on the tube end. By chamfering the pipe end, stress concentration can be relaxed and fire cracking can be prevented. However, if chamfering is performed on all the steel pipes to be heat-treated, productivity is lowered.
また、鋼管を水冷によって焼入れする場合、冷却水の一部が管端から鋼管の内側に侵入する場合がある。鋼管の内側に冷却水が浸入すると、内面の円周方向に不均一な熱応力が生じ、焼割れが起こりやすくなる。これを防ぐため、管端に蓋を溶接することも考えられる。しかし、面取り加工と同様、熱処理対象の鋼管すべてに蓋を取り付けると、生産性が低下する。 Moreover, when hardening a steel pipe by water cooling, a part of cooling water may penetrate | invade inside a steel pipe from a pipe end. When the cooling water enters the inside of the steel pipe, non-uniform thermal stress is generated in the circumferential direction of the inner surface, and it is easy for fire cracking to occur. In order to prevent this, it is also conceivable to weld a lid to the pipe end. However, as with chamfering, productivity is reduced when lids are attached to all steel pipes to be heat treated.
上記の特許文献には、管端部から発生する割れ、及び鋼管内部へ冷却水が浸入することによる割れへの、特別な対応は検討されていない。 In the above-mentioned patent documents, special measures against cracks generated from the pipe end and cracks caused by the intrusion of cooling water into the steel pipe are not studied.
本発明の目的は、焼割れの防止と焼入れ組織の確保とを両立することができる、鋼管の製造方法及び焼入れ装置を提供することである。 The objective of this invention is providing the manufacturing method and quenching apparatus of a steel pipe which can make the prevention of a quenching crack and ensuring of a quenching structure compatible.
本発明の一実施形態による鋼管の製造方法は、素管を焼入れして、管端部を除いてマルテンサイトの体積率が90%以上である鋼管を製造する方法であって、加熱装置で前記素管を加熱する工程と、前記素管をその軸方向に搬送する工程と、前記素管の軸方向に沿って配置され、各々が前記素管を検出する複数のセンサによって前記素管を監視する工程と、前記素管の軸方向に沿って配置され、加熱された前記素管に冷媒を噴射する1個以上の冷却リングを各々が含むN個の冷却ユニットよって前記素管を冷却する工程とを備える。前記複数のセンサは、少なくとも、前記加熱装置側から1番目の前記冷却ユニットと前記加熱装置との間、前記各冷却ユニットの間、及び前記加熱装置側からN番目の前記冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い位置、に1つずつ配置され、前記冷却する工程では、前記各冷却ユニットは、前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置に近い側において当該冷却ユニットに最も近接したセンサ、及び前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い側において前記冷却ユニットに最も近接したセンサ、の両方が前記素管を検出しているときに冷媒を噴射する。ただし、Nは1以上の整数である。 A method for manufacturing a steel pipe according to an embodiment of the present invention is a method for manufacturing a steel pipe having a martensite volume ratio of 90% or more excluding a pipe end by quenching a raw pipe, The step of heating the tube, the step of conveying the tube in the axial direction thereof, and the plurality of sensors arranged along the axial direction of the tube, each of which detects the tube, monitor the tube. And cooling the raw tube by N cooling units, each of which includes one or more cooling rings that are arranged along the axial direction of the raw tube and inject a refrigerant into the heated raw tube. With. The plurality of sensors includes at least heating between the cooling unit first from the heating device side and the heating device, between the cooling units, and from the Nth cooling unit from the heating device side. In the cooling step, each cooling unit is disposed at a position far from the device, and each cooling unit is a sensor closest to the cooling unit on the side closer to the heating device than the cooling unit among the plurality of sensors. And the sensor closest to the cooling unit on the side farther from the heating device than the cooling unit among the plurality of sensors injects the refrigerant when detecting the element tube. However, N is an integer greater than or equal to 1.
本発明の一実施形態による焼入れ装置は、鋼管を加熱する加熱装置と、前記鋼管をその軸方向に一定の搬送速度で搬送する搬送装置と、前記鋼管の軸方向に沿って配置され、各々が前記素管を検出する複数のセンサと、前記鋼管の軸方向に沿って配置され、加熱された前記鋼管に冷媒を噴射する1個以上の冷却リングを各々が含むN個の冷却ユニットと、前記冷却ユニットの各々が噴射する冷媒の量を制御する制御装置とを備える。前記複数のセンサは、少なくとも、前記加熱装置側から1番目の前記冷却ユニットと前記加熱装置との間、前記各冷却ユニットの間、及び前記加熱装置側からN番目の前記冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い位置、に1つずつ配置される。前記制御装置は、前記各冷却ユニットに、前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置に近い側において当該冷却ユニットに最も近接したセンサ、及び前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い側において前記冷却ユニットに最も近接したセンサ、の両方が前記鋼管を検出しているときに冷媒を噴射させる。前記制御装置はさらに、前記加熱装置側から1〜k番目の前記冷却ユニットの各々が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を第1冷媒量に設定し、前記加熱装置側から(k+1)番目の冷却ユニットが冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を前記第1冷媒量未満であって、前記(k+1)番目の冷却ユニットの最終の冷却リングの位置における前記鋼管の表面温度がマルテンサイト変態開始温度点以上になり、かつ、前記加熱装置から(k+2)番目の冷却ユニットの最初の冷却リングの位置における前記鋼管の表面温度がマルテンサイト変態開始温度以下になる量である第2冷媒量に設定し、前記加熱装置側から(k+2)〜N番目の冷却ユニットの各々が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を前記第2冷媒量以下の量である第3冷媒量に設定する。ただし、Nは3以上の整数であり、kは1以上N−2以下の整数である。 A quenching device according to an embodiment of the present invention is disposed along a heating device that heats a steel pipe, a transport device that transports the steel pipe at a constant transport speed in an axial direction thereof, and an axial direction of the steel pipe. A plurality of sensors for detecting the raw pipe, and N cooling units each including one or more cooling rings which are arranged along the axial direction of the steel pipe and inject a refrigerant into the heated steel pipe, And a control device for controlling the amount of refrigerant injected by each of the cooling units. The plurality of sensors includes at least heating between the cooling unit first from the heating device side and the heating device, between the cooling units, and from the Nth cooling unit from the heating device side. One at a position far from the device. The control device includes, in each cooling unit, a sensor closest to the cooling unit on a side closer to the heating device than the cooling unit among the plurality of sensors, and more than the cooling unit among the plurality of sensors. The refrigerant is injected when both of the sensors closest to the cooling unit on the side far from the heating device detect the steel pipe. The control device further sets the amount of refrigerant to be injected per unit time when each of the first to kth cooling units from the heating device side injects the refrigerant to a first refrigerant amount, and from the heating device side. The amount of refrigerant injected per unit time when the (k + 1) th cooling unit injects refrigerant is less than the first refrigerant amount, and the position of the (k + 1) th cooling unit at the position of the final cooling ring is The surface temperature of the steel pipe is equal to or higher than the martensitic transformation start temperature point, and the surface temperature of the steel pipe at the position of the first cooling ring of the (k + 2) th cooling unit from the heating device is equal to or lower than the martensitic transformation start temperature. The amount of the refrigerant to be injected per unit time when each of the (k + 2) to Nth cooling units injects the refrigerant from the heating device side To set to the third refrigerant amount is the amount of the second refrigerant amount or less. However, N is an integer greater than or equal to 3, and k is an integer greater than or equal to 1 and less than or equal to N-2.
本発明によれば、焼割れの防止と焼入れ組織の確保とを両立することができる、鋼管の製造方法及び焼入れ装置が得られる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the manufacturing method and quenching apparatus of a steel pipe which can make the prevention of a quenching crack and ensuring of a quenching structure compatible are obtained.
以下、図面を参照し、本発明の実施の形態を詳しく説明する。図中同一又は相当部分には同一符号を付してその説明は繰り返さない。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings. In the drawings, the same or corresponding parts are denoted by the same reference numerals and description thereof will not be repeated.
[熱処理ラインの構成]
図1は、本発明の一実施形態による熱処理ライン100の機能的構成を示すブロック図である。熱処理ライン100は、焼入れ装置1、及び焼戻し装置40を備えている。焼入れ装置1は、加熱装置10、冷却装置20、及び浸漬槽30を備えている。各装置の間には、搬送ローラ60(搬送装置)が配置されている。
[Configuration of heat treatment line]
FIG. 1 is a block diagram showing a functional configuration of a
搬送ローラ60は、加熱装置10から冷却装置20へ、冷却装置20から浸漬槽30へ、浸漬槽30から焼戻し装置40へ、鋼管を順次搬送する。鋼管は、加熱装置10で加熱され、冷却装置20及び/又は浸漬槽30によって冷却される。鋼管はその後、焼戻し装置40によって加熱される。
The
熱処理ライン100の構成によれば、加熱装置10によって鋼管をAc3点以上に加熱した後、冷却装置20及び/又は浸漬槽30によって鋼管を冷却することによって、鋼管を焼入れすることができる。さらに、焼戻し装置40によって鋼管を所定の温度に加熱することによって、鋼管を焼戻しすることができる。焼戻しされた鋼管は例えば、図示しない冷却装置によって冷却された後、探傷装置などに搬送される。
According to the configuration of the
熱処理ライン100の構成によれば、鋼管に焼入れ焼戻しの熱処理を連続して実施することができる。ただし、焼入れ焼戻しは連続して実施されなくてもよく、焼戻し装置40は、熱処理ライン100に配置されていなくてもよい。
According to the configuration of the
冷却装置20は、後述するように、冷媒を噴射して鋼管を冷却する。冷却装置20が噴射する冷媒の量は、焼割れの防止と焼入れ組織の確保とを両立できるように制御される。
The
浸漬槽30には、冷媒が充填されており、鋼管を浸漬させることで内外面から急冷することができる。熱処理対象の鋼管が焼割れ感受性の低い低中炭素鋼管(C含有量0.30%未満)の場合、冷却装置20を使用せず、浸漬槽30だけを使用して鋼管を冷却することもできる。この場合、処理速度を大きくすることができる。一方、熱処理対象の鋼管が焼割れ感受性の高い鋼管の場合でも、冷却装置20によって鋼管を十分に冷却しておけば、浸漬槽30に浸漬させても焼割れが発生することはない。
The
すなわち、焼入れ装置1の構成によれば、対象となる鋼管の性質に応じて、冷却装置20による焼入れと浸漬槽30による焼入れとを選択的に実施することができる。一方、焼割れ感受性の高い鋼管だけを対象とする場合、浸漬槽30は設置しなくてもよい。
That is, according to the structure of the
[冷却装置20の構成]
次に、冷却装置20の構成を説明する。図2は、冷却装置20の模式的平面図である。図3は、冷却装置20の模式的正面図である。
[Configuration of Cooling Device 20]
Next, the configuration of the
冷却装置20は、鋼管Pの軸方向に沿って配置されたN個の冷却ユニット21(1)、21(2)、…、21(N)を備えている。ここで、Nは1以上の整数である。冷却ユニット21(1)、21(2)、…、21(N)は、加熱装置10(図1)側から、この順番で配置されている。
The
冷却ユニット21(1)、21(2)、…、21(N)の各々(以下、各冷却ユニット21と呼ぶ。)は、3個の冷却リング211を備えている。冷却リング211の各々は、鋼管Pの周りに配置された12本のノズル2111(図3)を備えている。冷却リング211は、ノズル2111から鋼管Pに冷媒を噴射する。
Each of the cooling units 21 (1), 21 (2),..., 21 (N) (hereinafter referred to as each cooling unit 21) includes three cooling rings 211. Each of the cooling rings 211 includes twelve nozzles 2111 (FIG. 3) arranged around the steel pipe P. The
鋼管Pは、搬送ローラ60(図1)によって、管軸方向に所定の搬送速度vで搬送される。鋼管Pは、冷却装置20内を所定の搬送速度vで通過する。このとき、各冷却ユニット21は、ノズル2111から鋼管Pの外面に冷媒を噴射することで、鋼管Pを冷却する。
The steel pipe P is transported at a predetermined transport speed v in the tube axis direction by the transport roller 60 (FIG. 1). The steel pipe P passes through the
各冷却ユニット21は、制御弁212をさらに備えている。制御弁212の各々は、制御装置23によって制御される。この構成によれば、制御装置23は、各冷却ユニット21から噴射される冷媒の量を独立して制御することができる。
Each cooling
冷媒は、例えば、水、油、ミストであり、好ましくはミストである。図2では、図の簡略化のため、各冷却ユニット21に1つの制御弁212が設けられているように図示している。しかし、各冷却ユニット21には、2つ以上の制御弁が設けられていてもよい。この場合、冷却ユニット21(1)、21(2)、…、21(N)の冷媒の混合比(例えば、ミストの気水比)を独立して制御することができる。
The refrigerant is, for example, water, oil, or mist, preferably mist. In FIG. 2, for the sake of simplification of the drawing, each cooling
上記では、各冷却ユニット21が3個の冷却リング211を備えている構成を示したが、冷却リングの数は任意であり、1個であってもよい。各冷却ユニット21が備える冷却リング211の数は、好ましくは2〜4個である。
In the above description, the configuration in which each cooling
上記では、各冷却リング211が12個のノズル2111を備えている構成を示したが、ノズル2111の数は任意である。各冷却リング211が備えるノズル2111の数は、好ましくは8〜18個である。
In the above description, the configuration in which each
冷却装置20は、(N+1)個のセンサをさらに備えている。冷却装置20は、具体的には、センサ22(1)、22(2)、…、22(N+1)を備えている。
The
センサ22(1)は、冷却ユニット21(1)と加熱装置10(図1)との間に配置されている。センサ22(2)は、冷却ユニット21(1)と冷却ユニット21(2)との間に配置されている。以下同様に、センサ22(n)(2≦n≦N)は、冷却ユニット21(n−1)と冷却ユニット21(n)との間に配置されている。センサ22(N+1)は、冷却ユニット21(N)よりも加熱装置10(図1)から遠い位置に配置されている。 The sensor 22 (1) is disposed between the cooling unit 21 (1) and the heating device 10 (FIG. 1). The sensor 22 (2) is disposed between the cooling unit 21 (1) and the cooling unit 21 (2). Similarly, the sensor 22 (n) (2 ≦ n ≦ N) is disposed between the cooling unit 21 (n−1) and the cooling unit 21 (n). The sensor 22 (N + 1) is disposed at a position farther from the heating device 10 (FIG. 1) than the cooling unit 21 (N).
センサ22(1)、センサ22(1)、22(2)、…、22(N+1)の各々は、鋼管Pを検出し、検出結果を制御装置23に送信する。センサ22(1)、22(2)、…、22(N+1)の各々は、より具体的には、当該センサ位置に鋼管が存在するかどうかを判定して、判定結果を制御装置23に送信する。
Each of the sensors 22 (1), sensors 22 (1), 22 (2),..., 22 (N + 1) detects the steel pipe P and transmits the detection result to the
センサ22(1)、22(2)、…、22(N+1)は例えば、各々が発光素子と受光素子とを備えた構成とすることができる。この場合。発光素子からの光を受光素子が検出している間は、当該センサ位置に鋼管Pが存在しないと判定する。一方、発光素子からの光が鋼管Pに遮られて受光素子で検出されなくなれば、当該センサ位置に鋼管Pが存在すると判定する。センサ22(1)、22(2)、…、22(N+1)の構成はこれに限定されず、例えば、パイロメータや、機械的なスイッチとすることもできる。 Each of the sensors 22 (1), 22 (2),..., 22 (N + 1) can be configured to include, for example, a light emitting element and a light receiving element. in this case. While the light receiving element is detecting light from the light emitting element, it is determined that the steel pipe P does not exist at the sensor position. On the other hand, if the light from the light emitting element is blocked by the steel pipe P and is not detected by the light receiving element, it is determined that the steel pipe P is present at the sensor position. The configuration of the sensors 22 (1), 22 (2),..., 22 (N + 1) is not limited to this, and may be a pyrometer or a mechanical switch, for example.
[制御装置23の動作]
制御装置23は、センサ22(1)、22(2)、…、22(N+1)から送信される情報に基づいて、冷却ユニット21(1)、21(2)、…、21(N)を制御する。
[Operation of Control Device 23]
Based on the information transmitted from the sensors 22 (1), 22 (2),..., 22 (N + 1), the
制御装置23は、より具体的には、冷却ユニット21(n)よりも加熱装置10(図1)に近い側において冷却ユニット21(n)に最も近接したセンサ、及び冷却ユニット21(n)よりも加熱装置10(図1)から遠い側において冷却ユニット21(n)に最も近接したセンサの両方が鋼管Pを検出しているときに、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させる。すなわち、制御装置23は、センサ22(n)及びセンサ22(n+1)の両方が鋼管Pを検出しているときに、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させる。換言すれば、制御装置23は、センサ22(n)及びセンサ22(n+1)のいずれか一方が鋼管Pを検出していないときは、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させない。
More specifically, the
以下、図4A〜図4Eを参照して、制御装置23の動作をより具体的に説明する。図4A〜図4Eは、冷却装置20から、n番目の冷却ユニット21(n)の近傍を抜き出して模式的に示す図である。
Hereinafter, the operation of the
図4Aは、鋼管Pの先端がセンサ22(n)よりも加熱装置10(図1)に近い側にある状態を示している。この状態では、センサ22(n)及び22(n+1)の両方が鋼管Pを検出しない。そのため、制御装置23は、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させない。すなわち、制御装置23は、冷却ユニット21(n)の制御弁212を「閉」にする。
FIG. 4A shows a state where the tip of the steel pipe P is closer to the heating device 10 (FIG. 1) than the sensor 22 (n). In this state, both the sensors 22 (n) and 22 (n + 1) do not detect the steel pipe P. Therefore, the
図4Bは、鋼管Pの先端が、センサ22(n)とセンサ22(n+1)との間にある状態を示している。この状態では、センサ22(n)は鋼管Pを検出するが、センサ22(n+1)は鋼管Pを検出しない。そのため、制御装置23は、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させない。すなわち、制御装置23は、冷却ユニット21(n)の制御弁212を「閉」にする。
FIG. 4B shows a state where the tip of the steel pipe P is between the sensor 22 (n) and the sensor 22 (n + 1). In this state, the sensor 22 (n) detects the steel pipe P, but the sensor 22 (n + 1) does not detect the steel pipe P. Therefore, the
図4Cは、鋼管Pの先端がセンサ22(n+1)よりも加熱装置10(図1)から遠い側にあり、かつ、鋼管Pの後端がセンサ22(n)よりも加熱装置10(図1)に近い側にある状態を示している。この状態では、センサ22(n)及び22(n+1)の両方が鋼管Pを検出する。そのため、制御装置23は、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させる。すなわち、制御装置23は、冷却ユニット21(n)の制御弁212を「開」にする。
4C, the tip of the steel pipe P is on the side farther from the heating device 10 (FIG. 1) than the sensor 22 (n + 1), and the rear end of the steel pipe P is the heating device 10 (FIG. 1) than the sensor 22 (n). It shows a state on the side close to). In this state, both the sensors 22 (n) and 22 (n + 1) detect the steel pipe P. Therefore, the
図4Dは、鋼管Pの後端が、センサ22(n)とセンサ22(n+1)との間にある状態を示している。この状態では、センサ22(n+1)は鋼管Pを検出するが、センサ22(n)は鋼管Pを検出しない。そのため、制御装置23は、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させない。すなわち、制御装置23は、冷却ユニット21(n)の制御弁212を「閉」にする。
FIG. 4D shows a state in which the rear end of the steel pipe P is between the sensor 22 (n) and the sensor 22 (n + 1). In this state, the sensor 22 (n + 1) detects the steel pipe P, but the sensor 22 (n) does not detect the steel pipe P. Therefore, the
図4Eは、鋼管Pの後端が、センサ22(n+1)よりも加熱装置10(図1)から遠い側にある状態を示している。この状態では、センサ22(n)及び22(n+1)の両方が鋼管Pを検出しない。そのため、制御装置23は、冷却ユニット21(n)から冷媒を噴射させない。すなわち、制御装置23は、冷却ユニット21(n)の制御弁212を「閉」にする。
FIG. 4E shows a state in which the rear end of the steel pipe P is on the side farther from the heating device 10 (FIG. 1) than the sensor 22 (n + 1). In this state, both the sensors 22 (n) and 22 (n + 1) do not detect the steel pipe P. Therefore, the
以上、制御装置23の動作を説明した。この構成によれば、鋼管Pの先端が冷却ユニット21(n)に侵入しても、鋼管Pの先端がセンサ22(n+1)に到達するまでは冷媒が噴射されない。そのため、鋼管Pの先端は冷却されない。また、鋼管Pの後端がセンサ22(n)を通過すると冷媒が噴射されなくなる。そのため、鋼管Pの後端は冷却されない。本実施形態による冷却装置20の構成によれば、鋼管Pの管端部を冷却しないことによって、管端部の応力集中に起因する焼割れを抑制することができる。
The operation of the
鋼管Pの管端部には冷媒が噴射されないので、鋼管Pの内側に冷媒が侵入するのを抑制することができる。鋼管Pの内側に冷媒が侵入すると、面内の円周方向に不均一な熱応力が生じ、焼割れが起こりやすくなる。本実施形態によれば、鋼管Pの内側に冷媒が侵入することに起因する焼割れも抑制することができる。また、冷媒が鋼管Pの内面を伝って加熱装置10(図1)に到達し、加熱装置10を損傷することも抑制することができる。
Since the refrigerant is not injected into the pipe end portion of the steel pipe P, the refrigerant can be prevented from entering the inside of the steel pipe P. When the refrigerant enters the inside of the steel pipe P, a non-uniform thermal stress is generated in the in-plane circumferential direction, and it is easy for a crack to occur. According to the present embodiment, it is possible to suppress burning cracks caused by the refrigerant entering the steel pipe P. Moreover, it can suppress that a refrigerant | coolant reaches | attains the heating apparatus 10 (FIG. 1) along the inner surface of the steel pipe P, and damages the
本実施形態によれば、搬送距離をエンコーダ等から算出して冷却ユニット21(n)を制御する方式と比較して、冷媒を噴射するタイミングを正確に制御することができる。鋼管Pには、加熱・冷却の影響によって曲がりが生じている場合がある。また、鋼管Pと搬送装置60との間にすべりが生じたり、鋼管Pが脱線したりする場合がある。これらによって、鋼管Pの実際の先端・後端の位置は、エンコーダ等から算出された位置と一致しない場合がある。本実施形態によれば、センサ22(n)及び22(n+1)によって鋼管Pの実際の先端・後端の位置を検出するため、冷媒を噴射するタイミングを正確に制御することができる。
According to the present embodiment, it is possible to accurately control the timing of injecting the refrigerant, as compared with a method of calculating the transport distance from an encoder or the like and controlling the cooling unit 21 (n). The steel pipe P may be bent due to the influence of heating / cooling. Moreover, a slip may arise between the steel pipe P and the conveying
本実施形態によれば、焼割れの発生を抑制しつつ、管端部を除いて焼入れ組織の体積率の高い鋼管を得ることができる。管端部では焼入れ組織が得られないが、この部分は切断すればよい。管端部の冷却しない領域の長さは、冷却ユニット21(n)とセンサ22(n)との距離、及び冷却ユニット21(n)とセンサ22(n+1)との距離によって調整することができる。 According to the present embodiment, it is possible to obtain a steel pipe having a high volume fraction of the quenched structure except for the pipe end portion while suppressing the occurrence of quench cracking. A hardened structure cannot be obtained at the end of the tube, but this portion may be cut. The length of the non-cooled region at the end of the tube can be adjusted by the distance between the cooling unit 21 (n) and the sensor 22 (n) and the distance between the cooling unit 21 (n) and the sensor 22 (n + 1). .
本実施形態では、(N+1)個のセンサが配置されている場合を説明した。具体的には、冷却ユニット21(1)と加熱装置10(図1)との間、各冷却ユニット21の間、及び冷却ユニット21(N)よりも加熱装置10(図1)から遠い位置、のそれぞれに1つずつセンサが配置されている場合を説明した。しかし、センサの数は、(N+1)よりも多くてもよい。例えば、各冷却ユニット21の間に2つのセンサが配置されていてもよい。この場合、冷却しない領域の長さをより短くすることができる。
In the present embodiment, the case where (N + 1) sensors are arranged has been described. Specifically, between the cooling unit 21 (1) and the heating device 10 (FIG. 1), between each cooling
[冷媒量の設定]
次に、図2及び図5を参照して、制御装置23の動作をさらに説明する。制御装置23は、冷却ユニット21(1)、21(2)、…、22(N)が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量をそれぞれ設定する。以下の説明では、Nは3以上の整数とし、鋼管Pを冷却している間の搬送速度vは一定であるとする。
[Refrigerant amount setting]
Next, the operation of the
図5は、軸方向に沿った鋼管Pの表面温度(外面の表面温度)の分布と、冷却ユニット21(1)、21(2)、…、21(N)の位置との関係を示す図である。図5では、センサ22(1)、22(2)、…、22(2)等の図示は省略している。 FIG. 5 is a diagram showing the relationship between the distribution of the surface temperature of the steel pipe P along the axial direction (surface temperature of the outer surface) and the positions of the cooling units 21 (1), 21 (2),..., 21 (N). It is. In FIG. 5, illustrations of the sensors 22 (1), 22 (2),..., 22 (2) are omitted.
制御装置23(図2)は、制御弁212を制御して、冷却ユニット21(1)〜22(k)に供給される冷媒の量をW1(第1冷媒量)に設定する。ここで、kは1以上(N−2)以下の整数である。図5は、k=2の場合を示している。制御装置23はさらに、冷却ユニット21(k+1)に供給される冷媒の量をW2(第2冷媒量)に設定し、冷却ユニット21(k+2)〜22(N)に供給される冷媒の量をW3(第3冷媒量)に設定する。
The control device 23 (FIG. 2) controls the
冷媒量W2は、冷媒量W1未満である。冷媒量W3は、冷媒量W2以下である。冷媒量W3は、好ましくは冷媒量W2未満である。なお、図5には、仮にW2=W1とした場合の、鋼管の表面温度の分布を、二点鎖線で模式的に示している。 The refrigerant amount W2 is less than the refrigerant amount W1. The refrigerant amount W3 is equal to or less than the refrigerant amount W2. The refrigerant amount W3 is preferably less than the refrigerant amount W2. In FIG. 5, the distribution of the surface temperature of the steel pipe when W2 = W1 is schematically shown by a two-dot chain line.
冷媒量W2はさらに、冷却ユニット21(k+1)の最終の冷却リング211(加熱装置10(図1)から最も遠い冷却リング211)の位置における鋼管Pの表面温度がマルテンサイト変態開始温度(以下、Ms点という。)以上であり、かつ、冷却ユニット21(k+2)の最初の冷却リング211(加熱装置10(図1)に最も近い冷却リング211)の位置における鋼管Pの表面温度がMs点以下になるように設定される。換言すれば、冷媒量W2は、鋼管の表面温度がMs点を通過する位置が、冷却ユニット21(k+1)と冷却ユニット22(k+2)の間になるように設定される。
The refrigerant amount W2 further indicates that the surface temperature of the steel pipe P at the position of the final cooling ring 211 (the
冷媒量W2は、好ましくは、冷却ユニット21(k+1)の最終の冷却リング211の位置における鋼管Pの表面温度がMs点よりも高くなり、かつ、冷却ユニット21(k+2)の最初の冷却リング211の位置における鋼管Pの表面温度がMs点よりも低くなるように設定される。
The refrigerant amount W2 is preferably such that the surface temperature of the steel pipe P at the position of the
冷媒量W3は、好ましくは、冷却ユニット21(N)の最終の冷却リング211の位置における鋼管Pの内面温度がマルテンサイト変態終了温度(以下、Mf点という。)以下になるように設定される。これは、冷却終了時の温度がMf点以下になっていないと、鋼管Pの組成によっては残留オーステナイト相が増加する場合があるためである。また、操業効率の面から速やかに変態を完了させるためでもある。
The refrigerant amount W3 is preferably set so that the inner surface temperature of the steel pipe P at the position of the
冷媒量W3は、さらに好ましくは、冷却ユニット21(N)の最終の冷却リング211の位置における鋼管Pの肉厚内最高温度がMf点以下になるように設定される。なお、本実施形態では、鋼管Pの外面にだけ冷媒を噴射する。そのため、肉厚内最高温度は、鋼管Pの内面又は内面から少し内側の位置になる。
More preferably, the refrigerant amount W3 is set such that the maximum temperature in the thickness of the steel pipe P at the position of the
[冷媒量の決定方法]
冷媒量W1、W2、W3は、鋼管の表面温度がMs点になる位置をシミュレーションによって予測して決定することができる。以下では、鋼管の温度分布を計算する方法の一例(以下、本計算例と呼ぶ。)を説明する。
[Method of determining the amount of refrigerant]
The refrigerant amounts W1, W2, and W3 can be determined by predicting the position at which the surface temperature of the steel pipe reaches the Ms point by simulation. Below, an example (henceforth this calculation example) of calculating the temperature distribution of a steel pipe is demonstrated.
本計算例は、有限要素法による数値解析である。本計算例では、計算の便宜のため、各ゾーンの冷媒量W1、W2、W3に代えて、鋼管表面と冷媒との界面の熱伝達率h1、h2、h3を用いる。冷媒量と熱伝達率との関係は、実測定から求めることができる。なお熱伝達率は、冷媒量の0.5〜0.8乗に比例する。したがって、冷媒量を最大値WMAXにして測定したときの熱伝達率をhMAXとすると、冷媒量Wと熱伝達率hの関係は、次式によって求めることもできる。指数部の0.65は、0.5〜0.8の中間値である。
(W/WMAX)0.65=h/hMAX
This calculation example is a numerical analysis by the finite element method. In this calculation example, for the convenience of calculation, the heat transfer coefficients h1, h2, and h3 at the interface between the steel pipe surface and the refrigerant are used instead of the refrigerant amounts W1, W2, and W3 in each zone. The relationship between the refrigerant amount and the heat transfer coefficient can be obtained from actual measurement. The heat transfer coefficient is proportional to the amount of refrigerant 0.5 to 0.8. Therefore, if the heat transfer coefficient when the refrigerant quantity is measured at the maximum value W MAX is h MAX , the relationship between the refrigerant quantity W and the heat transfer coefficient h can also be obtained by the following equation. The exponent part 0.65 is an intermediate value of 0.5 to 0.8.
(W / W MAX ) 0.65 = h / h MAX
図6は、本計算例で用いる鋼管Pのシミュレーションモデルを説明するための図である。図7は、図6の矩形領域VIIの拡大図である。本計算例では、鋼管Pを軸対称とみなし、肉厚方向に沿って整列した節点を持つモデルを用いる。モデル上面は平面を保持する(一様変位が起こる)ものとし、肉厚方向の熱の移動を計算する。 FIG. 6 is a diagram for explaining a simulation model of the steel pipe P used in this calculation example. FIG. 7 is an enlarged view of the rectangular region VII in FIG. In this calculation example, the steel pipe P is regarded as axially symmetric, and a model having nodes aligned along the thickness direction is used. The top surface of the model is assumed to be flat (uniform displacement occurs), and the heat transfer in the thickness direction is calculated.
初期条件は、全節点で同一温度(加熱装置10(図1)の温度)、同一組織(オーステナイト組織)とする。冷却条件は、加熱装置10と冷却装置20との間では内外面ともに空冷、冷却装置20内では内面空冷、外面強制冷却、冷却装置20通過後は内外面空冷とする。強制冷却時における鋼管表面と冷媒との界面の熱伝達率として、上述の熱伝達率h1、h2、h3を用いる。空冷時における鋼管表面と空気との熱伝達率は例えば、5(W/(m2・K))とする。
The initial conditions are the same temperature (temperature of the heating device 10 (FIG. 1)) and the same structure (austenite structure) at all nodes. Cooling conditions are air cooling between the
本計算例では、組織変態を考慮した温度−変位連成解析を行う。組織変態の予測モデルとして、拡散変態はLiの拡散型変態予測モデル(M.V.Li et al. Metall. Mater. Trans. B, 29(3) 661-672, 1998)を用いてモデル化し、無拡散変態はK−M式(D. P. Koistinen and R. E. Marburger, ActaMetall., 7, 59-60, 1959)を用いてモデル化する。熱膨張係数及び変態膨張係数は、Miettinenの密度式(J. Miettinen, Metall. Mater. Trans. B, vol. 28B, 281-297, 1997)を用いて、各相の密度差から予測する。 In this calculation example, a temperature-displacement coupled analysis is performed in consideration of the tissue transformation. As a prediction model for tissue transformation, diffusion transformation is modeled using a diffusion type transformation prediction model for Li (MVLi et al. Metall. Mater. Trans. B, 29 (3) 661-672, 1998). Is modeled using the KM equation (DP Koistinen and RE Marburger, Acta Metall., 7, 59-60, 1959). The thermal expansion coefficient and transformation expansion coefficient are predicted from the density difference of each phase using the Miettinen density formula (J. Miettinen, Metall. Mater. Trans. B, vol. 28B, 281-297, 1997).
混合相の材料特性は、線形混合則の成立を仮定して、下記の式(1)から求める。 The material properties of the mixed phase are obtained from the following equation (1) assuming that the linear mixing rule is established.
ここで、Pmixture、PA、PF/P、PB、及びPMはそれぞれ、混合相、オーステナイト相、フェライト/パーライト相、ベイナイト相、及びマルテンサイト相の材料特性である。ξA、ξF/P、ξB、及びξMはそれぞれ、オーステナイト相、フェライト/パーライト相、ベイナイト相、及びマルテンサイト相の体積率である。 Here, P mixture, P A, P F / P, P B, and each P M may be a mixed phase, austenite phase, ferrite / pearlite phase, a material property of the bainite phase, and martensite phase. ξ A , ξ F / P , ξ B , and ξ M are volume fractions of the austenite phase, ferrite / pearlite phase, bainite phase, and martensite phase, respectively.
Liの拡散型変態予測モデルによれば、オーステナイトから各拡散変態組織へ等温変態する場合の時間τは、変態率Xと温度Tの関数として、下記の式(2)のように表される。 According to the Li diffusion transformation prediction model, the time τ in the case of isothermal transformation from austenite to each diffusion transformation structure is expressed as the following equation (2) as a function of the transformation rate X and the temperature T.
ここで、Fは合金元素の含有量(C、Mn、Si、Ni、Cr、Mo、単位は質量%)及びASTMオーステナイト粒度番号Gの関数である。ΔTは過冷却度(=変態点−T)、nは実験的に決定された定数、Qは拡散変態の活性化エネルギー(27500(cal/mol))、Rは気体定数(1.987(cal/mol/K))である。また、S(X)は変態速度を表わす関数であり、下記の式(3)で与えられる。 Here, F is a function of alloy element content (C, Mn, Si, Ni, Cr, Mo, unit is mass%) and ASTM austenite grain size number G. ΔT is the degree of supercooling (= transformation point−T), n is an experimentally determined constant, Q is the activation energy of diffusion transformation (27500 (cal / mol)), and R is the gas constant (1.987 (cal) / Mol / K)). S (X) is a function representing the transformation speed and is given by the following equation (3).
なお、フェライト、パーライト、及びベイナイトの各変態組織へ変態する場合の具体形τF、τP、及びτBはそれぞれ、下記の式(4)〜式(6)で与えられる。 The specific forms τ F , τ P , and τ B in the case of transformation into ferrite, pearlite, and bainite transformation structures are respectively given by the following formulas (4) to (6).
ここで、Ae3はフェライトの存在上限を定義する平衡温度、Ae1はオーステナイトの存在下限を定義する平衡温度、Bsはベイナイト変態開始温度である。 Here, Ae 3 is the equilibrium temperature that defines the upper limit of the presence of ferrite, Ae 1 is the equilibrium temperature that defines the lower limit of the presence of austenite, and Bs is the bainite transformation start temperature.
上記の拡散型変態予測モデルから、連続冷却中の相変態予測を考える。ある微小時間dτの間温度が一定であると仮定すると、時刻τにおける変態速度式は式(2)を変態率Xで微分して逆数をとることで、下記の式(7)のように表される。 The phase transformation prediction during continuous cooling is considered from the above diffusion type transformation prediction model. Assuming that the temperature is constant for a certain minute time dτ, the transformation rate equation at the time τ is expressed as the following equation (7) by differentiating the equation (2) by the transformation rate X and taking the reciprocal. Is done.
時刻τiにおける変態率Xiが既知であれば、時刻τi+1=τi+dτにおける変態率Xi+1は、式(7)から求めることができる。これを時刻0からτi(i=1,2,3…)まで繰り返す。これは、加算則を用いて連続冷却変態を予測することに相当する。 If the transformation ratio X i is known at time tau i, the transformation rate X i + 1 at time τ i + 1 = τ i + dτ can be obtained from equation (7). This is repeated from time 0 to τ i (i = 1, 2, 3,...). This corresponds to predicting the continuous cooling transformation using the addition rule.
無拡散変態は、下記の式(8)によって表されるK−M式によって、温度のみの関数として取り扱う。 The non-diffusion transformation is treated as a function of temperature only by the KM equation represented by the following equation (8).
上記のモデルを用いて、搬送速度v、熱伝達率h1、h2、h3を所与の条件として鋼管の温度分布を計算し、鋼管の表面温度がMs点となる位置を求める。鋼管の表面温度がMs点となる位置が冷却ユニット21(k+1)と冷却ユニット21(k+2)との間となるように、熱伝達率h2を調整する。そして、得られた熱伝達率h2を冷媒量W2に換算する。 Using the above model, the temperature distribution of the steel pipe is calculated with the conveying speed v and the heat transfer coefficients h1, h2, and h3 as given conditions, and the position where the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point is obtained. The heat transfer coefficient h2 is adjusted so that the position where the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point is between the cooling unit 21 (k + 1) and the cooling unit 21 (k + 2). And the obtained heat transfer coefficient h2 is converted into the refrigerant | coolant amount W2.
同様に、冷却ユニット21(N)の最終の冷却リング211の位置における鋼管Pの表面温度をMf点以下にする場合は、当該温度を上記のモデルで計算し、当該温度がMf点以下になるように熱伝達率h3を調整する。そして、得られた熱伝達率h3を冷媒量W3に換算すればよい。
Similarly, when the surface temperature of the steel pipe P at the position of the
同様に、冷却ユニット21(N)の最終の冷却リング211の位置における鋼管Pの肉厚内最高温度をMf点以下にする場合は、当該温度を上記のモデルで計算し、当該温度がMf点以下になるように熱伝達率h3を調整する。そして、得られた熱伝達率h3を冷媒量W3に換算すればよい。
Similarly, when the maximum temperature in the thickness of the steel pipe P at the position of the
以下、上記のように冷媒量を設定することの効果を説明する。図8は、マルテンサイト変態を伴う鋼のCCT曲線を模式的に示す図である。 Hereinafter, the effect of setting the refrigerant amount as described above will be described. FIG. 8 is a diagram schematically showing a CCT curve of steel with martensitic transformation.
曲線C1のように冷却開始から終了まで一貫して急冷すると、変態応力によって割れが発生する場合がある。炭素含有量の高い鋼ほど変態膨張量が大きくなり、割れが発生しやすくなる。また、炭素含有量の高い鋼ほどMs点が低くなり、さらにMs点とMf点との間隔が狭くなるため、急激な変態膨張が起こり、割れが発生しやすくなる。 If the cooling is consistently quenched from the start to the end as shown by the curve C1, cracks may occur due to transformation stress. Steel with a higher carbon content has a higher transformation expansion and is more susceptible to cracking. Further, the steel having a higher carbon content has a lower Ms point and a narrower interval between the Ms point and the Mf point, so that rapid transformation expansion occurs and cracking is likely to occur.
一方、曲線C2のように冷却開始から終了まで一貫して緩冷すると、ベイナイト等の中間相が混入し、マルテンサイト体積率の高い組織が得られない場合がある。 On the other hand, when slowly cooling from the start to the end of cooling as shown by curve C2, an intermediate phase such as bainite is mixed, and a structure with a high martensite volume ratio may not be obtained.
そのため、曲線C3のように、Ms点の直上までを急冷し、Ms点以下を緩冷することが好ましい。これによって、焼割れの防止と焼入れ組織の確保とを両立できる。 Therefore, it is preferable to rapidly cool to just above the Ms point and slowly cool below the Ms point as shown by the curve C3. Thereby, both prevention of quench cracking and securing of a quenched structure can be achieved.
これを実現するためには、鋼管の表面温度がMs点になる位置を境界として、この位置よりも上流側(加熱装置10(図1)側)の冷却ユニットが噴射する冷媒の量を多くし、この位置よりも下流側(浸漬槽30(図1)側)の冷却ユニットが噴射する冷媒の量を少なくすればよい。 In order to achieve this, the amount of refrigerant injected by the cooling unit upstream (heating device 10 (FIG. 1)) upstream from this position is increased with the position where the surface temperature of the steel pipe reaches the Ms point as a boundary. The amount of refrigerant injected by the cooling unit on the downstream side (immersion tank 30 (FIG. 1) side) from this position may be reduced.
しかしながら、鋼管の表面温度がMs点となる位置が、必ずしも冷却ユニットと冷却ユニットとの間になるとは限らない。鋼管の表面温度がMs点となる位置が上流側にずれれば、マルテンサイト変態領域の一部を強冷することになり、焼割れが発生する可能性がある。一方、鋼管の表面温度がMs点となる位置が下流側にずれれば、Ms点よりも高い領域の一部を緩冷することになり、中間相が混入する可能性がある。また、生産効率の点でも好ましくない。 However, the position where the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point is not always between the cooling unit and the cooling unit. If the position at which the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point shifts to the upstream side, a part of the martensitic transformation region is strongly cooled, and there is a possibility that a burning crack occurs. On the other hand, if the position where the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point shifts to the downstream side, a part of the region higher than the Ms point is slowly cooled, and the intermediate phase may be mixed. Moreover, it is not preferable also in terms of production efficiency.
鋼管Pの搬送速度vを変更することで、鋼管の表面温度がMs点となる位置を調整することが考えられる。しかしながら、搬送速度vを変更すれば、鋼管Pの軸方向全体にわたって冷却速度が変化し、冷却曲線が大きく変化するという問題がある。 It is conceivable to adjust the position where the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point by changing the conveying speed v of the steel pipe P. However, if the conveyance speed v is changed, there is a problem that the cooling rate changes over the entire axial direction of the steel pipe P, and the cooling curve changes greatly.
冷却ユニットを細かく分割することで、鋼管の表面温度がMs点となる位置が冷却ユニットと冷却ユニットとの間になるように調整することも考えられる。しかしながら、最も細かく分割しても、冷却リング211の幅の単位でしか調整することができない。また、冷却ユニットの数を増やすと、装置の構成が複雑になる。
It can be considered that the position at which the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point is adjusted between the cooling unit and the cooling unit by dividing the cooling unit finely. However, even the finest division can be performed only in units of the width of the
本実施形態では、冷却ユニット21(k+1)の冷媒の量を冷媒量W2に設定する。本実施形態では、冷媒量W2を制御することで、鋼管の表面温度がMs点となる位置が、冷却ユニット21(k+1)と冷却ユニット21(k+2)との間になるように調整する。 In the present embodiment, the amount of refrigerant in the cooling unit 21 (k + 1) is set to the refrigerant amount W2. In the present embodiment, by adjusting the refrigerant amount W2, the position at which the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point is adjusted to be between the cooling unit 21 (k + 1) and the cooling unit 21 (k + 2).
この構成によれば、Ms点の直上までを急冷し、Ms以下の温度を緩冷することができる。これによって、焼割れの防止と焼入れ組織の確保とを両立し、かつ効率よく鋼管を熱処理することができる。 According to this configuration, it is possible to rapidly cool to a position immediately above the Ms point and to slowly cool the temperature below Ms. As a result, both the prevention of quench cracking and the securing of the quenched structure can be achieved, and the steel pipe can be heat treated efficiently.
本実施形態による焼入れ装置は、管端部を除いてマルテンサイトの体積率が90%以上の鋼管を製造する場合に、特に好適に用いることができる。本実施形態による焼入れ装置は、C含有量が0.50質量%以上の素管を焼入れして鋼管を製造する場合に、特に好適に用いることができる。 The quenching apparatus according to the present embodiment can be particularly suitably used when manufacturing a steel pipe having a martensite volume ratio of 90% or more, excluding the pipe end. The quenching apparatus according to the present embodiment can be particularly suitably used when a steel pipe is manufactured by quenching an element pipe having a C content of 0.50% by mass or more.
以上、本発明の実施の形態を説明したが、上述した実施の形態は本発明を実施するための例示に過ぎない。よって、本発明は上述した実施の形態に限定されることなく、その趣旨を逸脱しない範囲内で上述した実施の形態を適宜変形して実施することが可能である。 While the embodiments of the present invention have been described above, the above-described embodiments are merely examples for carrying out the present invention. Therefore, the present invention is not limited to the above-described embodiment, and can be implemented by appropriately modifying the above-described embodiment without departing from the spirit thereof.
以下、実施例に基づいて本発明をより具体的に説明する。なお、この実施例は本発明を限定するものではない。 Hereinafter, based on an Example, this invention is demonstrated more concretely. In addition, this Example does not limit this invention.
有限要素法によるシミュレーションを実施し、鋼管の温度分布、及び冷却後の特性を計算した。より具体的には、組織変態を考慮した温度−変位連成解析を行い、冷却後の鋼管の周方向残留応力、マルテンサイト相の体積率等を計算した。 The simulation by the finite element method was performed, and the temperature distribution of the steel pipe and the characteristics after cooling were calculated. More specifically, a temperature-displacement coupled analysis was performed in consideration of the structural transformation, and the circumferential residual stress of the steel pipe after cooling, the volume ratio of the martensite phase, and the like were calculated.
[実施例1]
まず、管端部を冷却する場合と冷却しない場合との残留応力の変化を調査した。
[Example 1]
First, the change in residual stress between when the tube end was cooled and when it was not cooled was investigated.
焼入れ装置1(図1)で焼入れすることを想定してシミュレーションモデルを設定した。加熱装置10の温度は900℃、搬送速度vは17m/分、供給可能な最大総水量は5760L/分とした。このシミュレーションでは、全冷却ユニットから最大の冷媒量を噴射するものとした。
A simulation model was set assuming that quenching was performed with the quenching apparatus 1 (FIG. 1). The temperature of the
鋼管のサイズは、外径244.48×肉厚15mmに設定した。鋼管の化学組成(単位は質量%)は、C:0.60%、Si:0.27%、Mn:0.43%、P:0.001%、S:0.001%、Cu:0.02%、Cr:0.52%、Ni:0.02%、Mo:0.68%、V:0.088%、残部Fe及び不純物とした。 The size of the steel pipe was set to an outer diameter of 244.48 × wall thickness of 15 mm. The chemical composition (unit: mass%) of the steel pipe is C: 0.60%, Si: 0.27%, Mn: 0.43%, P: 0.001%, S: 0.001%, Cu: 0 0.02%, Cr: 0.52%, Ni: 0.02%, Mo: 0.68%, V: 0.088%, the balance being Fe and impurities.
図9は、管端部を冷却した場合における鋼管の周方向の残留応力の分布を示す図である。図10は、管端部を冷却しなかった場合における鋼管の周方向の残留応力の分布を示す図である。図9及び図10において、残留応力の値が正の場合は引張応力であることを、値が負の場合は圧縮応力であることを示す。 FIG. 9 is a diagram showing the distribution of residual stress in the circumferential direction of the steel pipe when the pipe end is cooled. FIG. 10 is a diagram showing the distribution of residual stress in the circumferential direction of the steel pipe when the pipe end is not cooled. 9 and 10, when the residual stress value is positive, it indicates tensile stress, and when the value is negative, it indicates compressive stress.
図9に示すように、管端部を冷却した場合、管端部に400MPaを超える引張応力が発生した。一方、図10に示すように、管端部を冷却しなかった場合、管端部の残留応力は圧縮応力となった。このことから、管端部を冷却しないようにすることによって、管端部を起点とする焼割れを抑制できることが確認された。 As shown in FIG. 9, when the tube end portion was cooled, a tensile stress exceeding 400 MPa was generated at the tube end portion. On the other hand, as shown in FIG. 10, when the tube end portion was not cooled, the residual stress at the tube end portion was a compressive stress. From this, it was confirmed that by preventing the tube end portion from being cooled, it is possible to suppress the burning crack starting from the tube end portion.
[実施例2]
次に、第1〜第3冷媒量を制御して、低残留応力と高マルテンサイト率を両立できる条件を探索した。具体的には、冷却後の鋼管の周方向残留応力(肉厚方向の最大値)σθが200MPa以下で、かつ、マルテンサイト相の体積率ξMが90%以上になることを目標とした。
[Example 2]
Next, the first to third refrigerant amounts were controlled to search for conditions that can achieve both low residual stress and high martensite ratio. Specifically, the objective is that the circumferential residual stress (maximum value in the thickness direction) σ θ of the steel pipe after cooling is 200 MPa or less and the volume ratio ξ M of the martensite phase is 90% or more. .
実施例1と同様に、焼入れ装置1(図1)で焼入れすることを想定してシミュレーションモデルを設定した。このシミュレーションでは、急冷する冷却ユニットを個数は2(k=2)とし、第1冷媒量W1、第2冷媒量W2、第3冷媒量W3を変更して周方向残留応力σθ及びマルテンサイト相の体積率ξMを計算した。 Similarly to Example 1, a simulation model was set assuming that quenching was performed with the quenching apparatus 1 (FIG. 1). In this simulation, the number of cooling units to be rapidly cooled is 2 (k = 2), the first refrigerant amount W1, the second refrigerant amount W2, and the third refrigerant amount W3 are changed to change the circumferential residual stress σ θ and the martensite phase. The volume ratio ξ M of was calculated.
鋼管のサイズは、外径244.48×肉厚8mmに設定した。鋼管の化学組成(単位は質量%)は、C:0.53%、Si:0.27%、Mn:0.43%、P:0.001%、S:0.001%、Cu:0.02%、Cr:0.52%、Ni:0.02%、Mo:0.68%、V:0.088%、残部Fe及び不純物とした。この鋼管のMs点は298℃、Mf点は100℃であった。 The size of the steel pipe was set to an outer diameter of 244.48 × wall thickness of 8 mm. The chemical composition of the steel pipe (unit:% by mass) is C: 0.53%, Si: 0.27%, Mn: 0.43%, P: 0.001%, S: 0.001%, Cu: 0 0.02%, Cr: 0.52%, Ni: 0.02%, Mo: 0.68%, V: 0.088%, the balance being Fe and impurities. The steel pipe had an Ms point of 298 ° C. and an Mf point of 100 ° C.
結果を表1に示す。表1において、T3は3番目(k+1番目)の冷却ユニット21の最終の冷却リングの位置における鋼管の表面温度であり、T4は4番目(k+2番目)の冷却ユニットの最初の冷却リングの位置における鋼管の表面温度である。
The results are shown in Table 1. In Table 1, T3 is the surface temperature of the steel pipe at the position of the last cooling ring of the third (k + 1)
Case1は、T3≧Ms、かつMs≧T4であった。すなわち、鋼管の表面温度がMs点となる位置が、3番目の冷却ユニットと4番目の冷却ユニットとの間であった。Case1では、冷却後の鋼管の周方向残留応力σθが200MPa以下であり、マルテンサイト相の体積率ξMが90%以上であった。
Case2は、T3<Msであった。すなわち、鋼管の表面温度がMs点となる位置が、3番目の冷却ユニットの内側であった。Case2では、冷却後の鋼管の周方向残留応力σθが200MPaを超えた。
Case2 was T3 <Ms. That is, the position where the surface temperature of the steel pipe becomes the Ms point was inside the third cooling unit. In
Case3は、Ms<T4であった。すなわち、鋼管の表面温度がMs点となる位置が、4番目の冷却ユニットの内側であった。Case3では、冷却後の鋼管のマルテンサイト相の体積率ξMが90%未満であった。
100 熱処理ライン
1 焼入れ装置
10 加熱装置
20 冷却装置
21(1)、21(2)、…、21(N) 冷却ユニット
211 冷却リング
2111 ノズル
212 制御弁
22(1)、22(2)、…、22(N+1) センサ
23 制御装置
30 冷却槽
40 焼戻し装置
60 搬送ローラ(搬送装置)
100
Claims (5)
加熱装置で前記素管を加熱する工程と、
前記素管をその軸方向に搬送する工程と、
前記素管の軸方向に沿って配置され、各々が前記素管を検出する複数のセンサによって前記素管を監視する工程と、
前記素管の軸方向に沿って配置され、加熱された前記素管に冷媒を噴射する1個以上の冷却リングを各々が含むN個の冷却ユニットよって前記素管を冷却する工程とを備え、
前記複数のセンサは、少なくとも、前記加熱装置側から1番目の前記冷却ユニットと前記加熱装置との間、前記各冷却ユニットの間、及び前記加熱装置側からN番目の前記冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い位置、に1つずつ配置され、
前記冷却する工程では、前記各冷却ユニットは、前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置に近い側において当該冷却ユニットに最も近接したセンサ、及び前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い側において前記冷却ユニットに最も近接したセンサ、の両方が前記素管を検出しているときに冷媒を噴射する、鋼管の製造方法。
ただし、Nは1以上の整数である。 A method of manufacturing a steel pipe in which the volume ratio of martensite is 90% or more excluding the pipe end by quenching the raw pipe,
Heating the raw tube with a heating device;
Conveying the raw tube in the axial direction;
Monitoring the tube by a plurality of sensors arranged along the axial direction of the tube, each detecting the tube;
Cooling the element tube by N cooling units, each of which includes one or more cooling rings arranged along the axial direction of the element tube and injecting a refrigerant into the heated element tube,
The plurality of sensors includes at least heating between the cooling unit first from the heating device side and the heating device, between the cooling units, and from the Nth cooling unit from the heating device side. One at a time, far from the device,
In the cooling step, each of the cooling units includes a sensor closest to the cooling unit on the side closer to the heating device than the cooling unit, and a cooling unit of the plurality of sensors. A method of manufacturing a steel pipe, wherein the refrigerant is injected when both of the sensors closest to the cooling unit on the side far from the heating device detect the raw pipe.
However, N is an integer greater than or equal to 1.
前記搬送する工程では、前記素管を一定速度で搬送し、
前記冷却する工程では、
前記加熱装置側から1〜k番目の前記冷却ユニットの各々が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を第1冷媒量に設定し、
前記加熱装置側から(k+1)番目の冷却ユニットが冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を前記第1冷媒量未満であって、前記(k+1)番目の冷却ユニットの最終の冷却リングの位置における前記素管の表面温度がマルテンサイト変態開始温度以上になり、かつ、前記加熱装置から(k+2)番目の冷却ユニットの最初の冷却リングの位置における前記素管の表面温度がマルテンサイト変態開始温度以下になる量である第2冷媒量に設定し、
前記加熱装置側から(k+2)〜N番目の冷却ユニットの各々が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を前記第2冷媒量以下の量である第3冷媒量に設定する、鋼管の製造方法。
ただし、Nは3以上の整数であり、kは1以上N−2以下の整数である。 It is a manufacturing method of the steel pipe according to claim 1,
In the transporting step, the raw tube is transported at a constant speed,
In the cooling step,
The amount of refrigerant to be injected per unit time when each of the first to kth cooling units from the heating device side injects the refrigerant is set as the first refrigerant amount,
The amount of refrigerant injected per unit time when the (k + 1) th cooling unit injects refrigerant from the heating device side is less than the first refrigerant amount, and the final cooling of the (k + 1) th cooling unit The surface temperature of the tube at the ring position is equal to or higher than the martensite transformation start temperature, and the surface temperature of the tube at the position of the first cooling ring of the (k + 2) th cooling unit from the heating device is martensite. Set to the second refrigerant amount, which is the amount below the transformation start temperature,
The amount of refrigerant injected in unit time when each of the (k + 2) to N-th cooling units injects refrigerant from the heating device side is set to a third refrigerant amount that is equal to or less than the second refrigerant amount. Steel pipe manufacturing method.
However, N is an integer greater than or equal to 3, and k is an integer greater than or equal to 1 and less than or equal to N-2.
前記冷却する工程では、前記第3冷媒量を、前記加熱装置側からN番目の冷却ユニットの最終の冷却リングの位置における前記素管の肉厚内最高温度がマルテンサイト変態終了温度以下になる量に設定する、鋼管の製造方法。 It is a manufacturing method of the steel pipe according to claim 2,
In the cooling step, the amount of the third refrigerant is determined so that the maximum temperature in the thickness of the raw tube at the position of the final cooling ring of the Nth cooling unit from the heating device side is equal to or lower than the martensite transformation end temperature. A method for manufacturing steel pipes.
前記鋼管をその軸方向に一定の搬送速度で搬送する搬送装置と、
前記鋼管の軸方向に沿って配置され、各々が前記素管を検出する複数のセンサと、
前記鋼管の軸方向に沿って配置され、加熱された前記鋼管に冷媒を噴射する1個以上の冷却リングを各々が含むN個の冷却ユニットと、
前記冷却ユニットの各々が噴射する冷媒の量を制御する制御装置とを備え、
前記複数のセンサは、少なくとも、前記加熱装置側から1番目の前記冷却ユニットと前記加熱装置との間、前記各冷却ユニットの間、及び前記加熱装置側からN番目の前記冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い位置、に1つずつ配置され、
前記制御装置は、
前記各冷却ユニットに、前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置に近い側において当該冷却ユニットに最も近接したセンサ、及び前記複数のセンサのうち当該冷却ユニットよりも前記加熱装置から遠い側において前記冷却ユニットに最も近接したセンサ、の両方が前記鋼管を検出しているときに冷媒を噴射させ、
前記加熱装置側から1〜k番目の前記冷却ユニットの各々が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を第1冷媒量に設定し、
前記加熱装置側から(k+1)番目の冷却ユニットが冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を前記第1冷媒量未満であって、前記(k+1)番目の冷却ユニットの最終の冷却リングの位置における前記鋼管の表面温度がマルテンサイト変態開始温度点以上になり、かつ、前記加熱装置から(k+2)番目の冷却ユニットの最初の冷却リングの位置における前記鋼管の表面温度がマルテンサイト変態開始温度以下になる量である第2冷媒量に設定し、
前記加熱装置側から(k+2)〜N番目の冷却ユニットの各々が冷媒を噴射する場合の単位時間に噴射する冷媒の量を前記第2冷媒量以下の量である第3冷媒量に設定する、焼入れ装置。
ただし、Nは3以上の整数であり、kは1以上N−2以下の整数である。 A heating device for heating the steel pipe;
A transport device for transporting the steel pipe in its axial direction at a constant transport speed;
A plurality of sensors arranged along the axial direction of the steel pipe, each detecting the raw pipe;
N cooling units that are arranged along the axial direction of the steel pipe and each include one or more cooling rings that inject refrigerant into the heated steel pipe;
A control device for controlling the amount of refrigerant injected by each of the cooling units;
The plurality of sensors includes at least heating between the cooling unit first from the heating device side and the heating device, between the cooling units, and from the Nth cooling unit from the heating device side. One at a time, far from the device,
The controller is
Of each of the plurality of sensors, a sensor closest to the cooling unit on the side closer to the heating device than the cooling unit, and of the plurality of sensors, farther from the heating device than the cooling unit. On both sides, the sensor closest to the cooling unit, both injecting refrigerant when detecting the steel pipe,
The amount of refrigerant to be injected per unit time when each of the first to kth cooling units from the heating device side injects the refrigerant is set as the first refrigerant amount,
The amount of refrigerant injected per unit time when the (k + 1) th cooling unit injects refrigerant from the heating device side is less than the first refrigerant amount, and the final cooling of the (k + 1) th cooling unit The surface temperature of the steel pipe at the ring position is equal to or higher than the martensite transformation start temperature point, and the surface temperature of the steel pipe at the position of the first cooling ring of the (k + 2) th cooling unit from the heating device is the martensitic transformation. Set to the second refrigerant amount, which is the amount below the starting temperature,
The amount of refrigerant injected in unit time when each of the (k + 2) to N-th cooling units injects refrigerant from the heating device side is set to a third refrigerant amount that is equal to or less than the second refrigerant amount. Quenching equipment.
However, N is an integer greater than or equal to 3, and k is an integer greater than or equal to 1 and less than or equal to N-2.
前記制御装置は、前記第3冷媒量を、前記加熱装置側からN番目の冷却ユニットの最終の冷却リングの位置における前記鋼管の肉厚内最高温度がマルテンサイト変態終了温度以下になる量に設定する、焼入れ装置。 The quenching device according to claim 4,
The control device sets the third refrigerant amount to an amount such that the maximum temperature in the thickness of the steel pipe at the position of the final cooling ring of the Nth cooling unit from the heating device side is equal to or lower than the martensite transformation end temperature. A quenching device.
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