JP2512984B2 - スプリング用継目無鋼管の製造方法 - Google Patents
スプリング用継目無鋼管の製造方法Info
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- JP2512984B2 JP2512984B2 JP63077021A JP7702188A JP2512984B2 JP 2512984 B2 JP2512984 B2 JP 2512984B2 JP 63077021 A JP63077021 A JP 63077021A JP 7702188 A JP7702188 A JP 7702188A JP 2512984 B2 JP2512984 B2 JP 2512984B2
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- spring
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- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
- F16F—SPRINGS; SHOCK-ABSORBERS; MEANS FOR DAMPING VIBRATION
- F16F1/00—Springs
- F16F1/02—Springs made of steel or other material having low internal friction; Wound, torsion, leaf, cup, ring or the like springs, the material of the spring not being relevant
- F16F1/021—Springs made of steel or other material having low internal friction; Wound, torsion, leaf, cup, ring or the like springs, the material of the spring not being relevant characterised by their composition, e.g. comprising materials providing for particular spring properties
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Description
【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明はJIS−G4801に規定されているばね鋼鋼材から
なるスプリング用継目無鋼管の製造方法に関する。な
お、本発明におけるスプリングとは通常のコイルスプリ
ングのほか、自動車用スタビライザー、トーションバー
を含む広義のスプリング類をいう。
なるスプリング用継目無鋼管の製造方法に関する。な
お、本発明におけるスプリングとは通常のコイルスプリ
ングのほか、自動車用スタビライザー、トーションバー
を含む広義のスプリング類をいう。
従来よりスプリングは中実材により製造され、材質は
JIS−G4801に規定のばね鋼鋼材が使用されている。その
一方、自動車用スプリングにおいては車体軽量化を図る
ために、中空材製のスプリングの導入が進められてい
る。
JIS−G4801に規定のばね鋼鋼材が使用されている。その
一方、自動車用スプリングにおいては車体軽量化を図る
ために、中空材製のスプリングの導入が進められてい
る。
中空材でスプリングを製造する場合、その中空材とし
ては電縫管を用いることになっている。これは、いま一
方の中空材である継目無鋼管が本質的に高価であること
による。
ては電縫管を用いることになっている。これは、いま一
方の中空材である継目無鋼管が本質的に高価であること
による。
ところが、電縫管は溶接を前提としているので、成分
系に制約があり、前記のばね鋼鋼材では製造が困難であ
る。このため、やむを得ずJIS−G3445に規定される機械
構造用炭素鋼鋼管を使用するが、その材料はばね鋼鋼材
に比べてスプリングとしての適性に劣り、更に電縫溶接
部の強度維持上の問題も加わって、十分な性能を確保で
きていないのが実状である。
系に制約があり、前記のばね鋼鋼材では製造が困難であ
る。このため、やむを得ずJIS−G3445に規定される機械
構造用炭素鋼鋼管を使用するが、その材料はばね鋼鋼材
に比べてスプリングとしての適性に劣り、更に電縫溶接
部の強度維持上の問題も加わって、十分な性能を確保で
きていないのが実状である。
本発明は斯かる状況に鑑み、ばね鋼鋼材でスプリング
用継目無鋼管を低コストでスプリング品質上問題なく製
造する方法を提供するものである。
用継目無鋼管を低コストでスプリング品質上問題なく製
造する方法を提供するものである。
継目無鋼管の製造方法の一つとして傾斜ロール圧延法
がある。これは、傾斜ロール圧延機でいわゆるマンネス
マン穿孔した中空素管をマンドレルミルにて連続圧延
し、最後にレデューサー、サイザーといった仕上圧延機
で仕上げる方法である。この方法は熱間の連続圧延法で
あるため能率が高くて比較的低コストである。したがっ
てもし、ばね鋼鋼材にこの方法を適用して圧延上の問
題、スプリング品質上の問題を生じなければ、電縫管よ
り格段に優れた品質でコスト上も特に問題ないスプリン
グ用素管を製造できることが期待される。
がある。これは、傾斜ロール圧延機でいわゆるマンネス
マン穿孔した中空素管をマンドレルミルにて連続圧延
し、最後にレデューサー、サイザーといった仕上圧延機
で仕上げる方法である。この方法は熱間の連続圧延法で
あるため能率が高くて比較的低コストである。したがっ
てもし、ばね鋼鋼材にこの方法を適用して圧延上の問
題、スプリング品質上の問題を生じなければ、電縫管よ
り格段に優れた品質でコスト上も特に問題ないスプリン
グ用素管を製造できることが期待される。
本発明者らは、斯かる観点からスプリング用の継目無
鋼管をばね鋼鋼材で傾斜ロール圧延法、特にマンネスマ
ン−マンドレルミル方式にて製造することを企画した。
その結果、マンネスマン穿孔前の加熱温度とストレッチ
レデューサーによる仕上げ圧延前の再加熱温度が特に重
要であり、この２点を厳しく管理すればスプリング品質
上特に問題のない継目無鋼管が製造できることを知見し
た。また、マンネスマン穿孔に引続くマンドレルミル圧
延におけるスタンド間張力や仕上げ圧延前のデスケール
処理もスプリング品質に影響を与えることが判明した。
鋼管をばね鋼鋼材で傾斜ロール圧延法、特にマンネスマ
ン−マンドレルミル方式にて製造することを企画した。
その結果、マンネスマン穿孔前の加熱温度とストレッチ
レデューサーによる仕上げ圧延前の再加熱温度が特に重
要であり、この２点を厳しく管理すればスプリング品質
上特に問題のない継目無鋼管が製造できることを知見し
た。また、マンネスマン穿孔に引続くマンドレルミル圧
延におけるスタンド間張力や仕上げ圧延前のデスケール
処理もスプリング品質に影響を与えることが判明した。
本発明は斯かる知見に基づきなされたもので、ばね鋼
鋼材からなる素材を材料中心温度1050〜1230℃に加熱し
てマンネスマン穿孔し、その後マンドレルミル圧延して
得られた中空素管を820〜940℃に10〜30分の在炉時間で
再加熱して後、仕上げ圧延することを特徴とするスプリ
ング用継目無鋼管の製造方法を要旨とする。
鋼材からなる素材を材料中心温度1050〜1230℃に加熱し
てマンネスマン穿孔し、その後マンドレルミル圧延して
得られた中空素管を820〜940℃に10〜30分の在炉時間で
再加熱して後、仕上げ圧延することを特徴とするスプリ
ング用継目無鋼管の製造方法を要旨とする。
また、本発明におけるマンドレルミル圧延は適正なス
タンド間張力を確保するため、第４図にハッチングで示
す条件で実施するのがよく、仕上げ圧延前のデスケール
処理は第６図にハッチングで示す条件の高圧水デスケー
ル処理とするのがよい。
タンド間張力を確保するため、第４図にハッチングで示
す条件で実施するのがよく、仕上げ圧延前のデスケール
処理は第６図にハッチングで示す条件の高圧水デスケー
ル処理とするのがよい。
以下、本発明の方法をマンネスマン穿孔前の材料加
熱、マンドレルミル圧延、延伸圧延された中空素管の再
加熱、再加熱された中空素管の仕上げ圧延前のデスケー
ル処理の順で詳述する。
熱、マンドレルミル圧延、延伸圧延された中空素管の再
加熱、再加熱された中空素管の仕上げ圧延前のデスケー
ル処理の順で詳述する。
○ 材料加熱 本発明の方法が対象とするばね鋼鋼材は、JIS−G4801
に規定されるもので、JIS−G3445に規定される通常の機
械構造用鋼管材料等と比べてＣ量が高い。通常のマンネ
スマン穿孔では鋼片は1250〜1300℃の如き高温に加熱さ
れるが、高Ｃ材料をこのような高温に加熱したのではＣ
量に応じて固相線が低下し、マンネスマン穿孔の過程で
粒界溶融による中被れ疵が材料に発生する。
に規定されるもので、JIS−G3445に規定される通常の機
械構造用鋼管材料等と比べてＣ量が高い。通常のマンネ
スマン穿孔では鋼片は1250〜1300℃の如き高温に加熱さ
れるが、高Ｃ材料をこのような高温に加熱したのではＣ
量に応じて固相線が低下し、マンネスマン穿孔の過程で
粒界溶融による中被れ疵が材料に発生する。
第１図は本発明者らが調査した穿孔直前の材料中心温
度と中被れ疵発生率との関係を示す図表である。同図に
示されるように、材料中心温度が1240℃に達すると中被
れ疵が発生し始め、この傾向は高温になるほど顕著とな
る。逆に、極端に低温で穿孔しようとすると、工具寿命
の低下、工具損傷による機械疵（中被れ疵、中筋ピッ
ト）、偏肉、穿孔動力におよびスラスト力の増大、ひい
てはミスロールといわれる穿孔未完遂（途中づまり、尻
づまり、頭づまり）が生じる。第１図において1000℃以
下で中被れ疵を生じているのは、プラグ損傷のためであ
る。また、穿孔動力と材料温度との関係は第２図のよう
になる。
度と中被れ疵発生率との関係を示す図表である。同図に
示されるように、材料中心温度が1240℃に達すると中被
れ疵が発生し始め、この傾向は高温になるほど顕著とな
る。逆に、極端に低温で穿孔しようとすると、工具寿命
の低下、工具損傷による機械疵（中被れ疵、中筋ピッ
ト）、偏肉、穿孔動力におよびスラスト力の増大、ひい
てはミスロールといわれる穿孔未完遂（途中づまり、尻
づまり、頭づまり）が生じる。第１図において1000℃以
下で中被れ疵を生じているのは、プラグ損傷のためであ
る。また、穿孔動力と材料温度との関係は第２図のよう
になる。
以上のことから、本発明の方法においてはマンネスマ
ン穿孔前の材料加熱温度を穿孔直前の材料中心温度で10
50〜1230℃の範囲に規定する。
ン穿孔前の材料加熱温度を穿孔直前の材料中心温度で10
50〜1230℃の範囲に規定する。
○ マンドレルミル圧延 JIS−G4801に規定されるばね鋼材のうち、SUP6、７、
12はいわゆるシリコン−マンガン鋼で、Siを1.2〜2.2wt
％を含む。このような高Si鋼材をマンドレルミル圧延す
る場合、材料は高Siであることに起因して圧延中の幅拡
がりが大きくなる。
12はいわゆるシリコン−マンガン鋼で、Siを1.2〜2.2wt
％を含む。このような高Si鋼材をマンドレルミル圧延す
る場合、材料は高Siであることに起因して圧延中の幅拡
がりが大きくなる。
マンドレルミル圧延とは第３図に示すようにロール１
とマンドレル２との間で材料３を内外面から圧延するも
のである。この場合、ロールフランジ側では、最終仕上
げ圧延後に材料３内からマンドレル２を引き抜くクリア
ランスを確保する関係から、マンドレル２と材料３が接
触しない部分を確保するという高度な圧延技術が要求さ
れる。したがって、圧延の全工程を通じて材料３の噛出
し幅Ｗを所定の量に維持することが圧延の安定および品
質の安定を確保する上で極めて重要となる。
とマンドレル２との間で材料３を内外面から圧延するも
のである。この場合、ロールフランジ側では、最終仕上
げ圧延後に材料３内からマンドレル２を引き抜くクリア
ランスを確保する関係から、マンドレル２と材料３が接
触しない部分を確保するという高度な圧延技術が要求さ
れる。したがって、圧延の全工程を通じて材料３の噛出
し幅Ｗを所定の量に維持することが圧延の安定および品
質の安定を確保する上で極めて重要となる。
しかるに、SUP6、７、12の如き高Si鋼材では前述した
ように通常材に比べて幅拡がりが大きくなる。これは次
の理由による。材料３がロール１とマンドレル２とに挟
まれて半径方向圧縮ひずみを受けた際の塑性ひずみは、
軸方向ひずみと周方向ひずみとに吸収される。高Si鋼材
は通常材と比べて周方向ひずみに吸収される割合が高い
ため、幅拡がりを大きくするのである。そして、幅拡が
りが大きいと必然的に噛出し幅Ｗが大となり、設計どお
りのメタルフローが期待できなくなる結果、後半スタン
ドでロール焼付疵、折込み、シワ、蛇腹、穴あき等の圧
延不安定や品質不具合が発生する。
ように通常材に比べて幅拡がりが大きくなる。これは次
の理由による。材料３がロール１とマンドレル２とに挟
まれて半径方向圧縮ひずみを受けた際の塑性ひずみは、
軸方向ひずみと周方向ひずみとに吸収される。高Si鋼材
は通常材と比べて周方向ひずみに吸収される割合が高い
ため、幅拡がりを大きくするのである。そして、幅拡が
りが大きいと必然的に噛出し幅Ｗが大となり、設計どお
りのメタルフローが期待できなくなる結果、後半スタン
ドでロール焼付疵、折込み、シワ、蛇腹、穴あき等の圧
延不安定や品質不具合が発生する。
高Si鋼材専用の孔型、段取を採用すれば、このような
問題は解決されるが、鋼種に応じてロールを交換するの
は実際上は不可能である。したがって、高Si鋼材の安定
圧延のためには孔型は変更せず、通常圧延に採用されて
いる孔型のままで、すなわちロール回転数やギャップ設
定といった段取変更のみで噛出し幅Ｗを抑える対策が必
要となる。
問題は解決されるが、鋼種に応じてロールを交換するの
は実際上は不可能である。したがって、高Si鋼材の安定
圧延のためには孔型は変更せず、通常圧延に採用されて
いる孔型のままで、すなわちロール回転数やギャップ設
定といった段取変更のみで噛出し幅Ｗを抑える対策が必
要となる。
ところで、マンドレルミルの孔型設計、段取設計につ
いては、スタンド間張力を定常圧延状態で０とするのが
原則となっている。そして、この原則に対し、単一孔型
で各種肉厚の材料を安定性よく圧延するためには、定常
圧延状態のスタンド間張力を薄肉材についてはややテン
ション圧延気味に設定し、厚肉材についてはややコンプ
レッション圧延気味に設定するのがよいとされている。
いては、スタンド間張力を定常圧延状態で０とするのが
原則となっている。そして、この原則に対し、単一孔型
で各種肉厚の材料を安定性よく圧延するためには、定常
圧延状態のスタンド間張力を薄肉材についてはややテン
ション圧延気味に設定し、厚肉材についてはややコンプ
レッション圧延気味に設定するのがよいとされている。
本発明者らは高Si鋼材における噛出し幅の制限には、
このスタンド間張力の積極的な調整が有力と考え、種々
調査検討した結果、第４図の結果を得た。第４図におい
てｔはマンドレルミル圧延完了時の材料肉厚、Ｄは同外
径、Ｆはスタンド間張力最大値、kfは対象とするバネ鋼
鋼材の変形抵抗を示している。
このスタンド間張力の積極的な調整が有力と考え、種々
調査検討した結果、第４図の結果を得た。第４図におい
てｔはマンドレルミル圧延完了時の材料肉厚、Ｄは同外
径、Ｆはスタンド間張力最大値、kfは対象とするバネ鋼
鋼材の変形抵抗を示している。
同図に示されるように、噛出し幅の制限には基本的に
テンション圧延が有効であり、F/Kfが小さいときはロー
ル焼付疵を発生させる。しかしF/Kfが大きくなるとマン
ドレルと材料間のクリアランスが不十分となり、マンド
レル詰まり等の圧延不良を発生する危険性が大となる。
そして、この傾向はt/Dに深く関係する。第４図にハッ
チングで示したのが安定圧延の範囲であり、これを数式
で表わすと次のとおりである。
テンション圧延が有効であり、F/Kfが小さいときはロー
ル焼付疵を発生させる。しかしF/Kfが大きくなるとマン
ドレルと材料間のクリアランスが不十分となり、マンド
レル詰まり等の圧延不良を発生する危険性が大となる。
そして、この傾向はt/Dに深く関係する。第４図にハッ
チングで示したのが安定圧延の範囲であり、これを数式
で表わすと次のとおりである。
・15％≦t/Dのとき ０≦F/Kf≦0.3 ・７％≦t/D＜15％のとき （15−t/D×100）×0.1/8＜F/Kf≦ （15−t/D×100）×0.1/8＋0.3 ・t/D＜７％のとき （７−t/D×100）×0.1/5＋0.1＜F/Kf≦ （７−t/D×100）×0.1/5＋0.4 以上のことから、JIS−G4801に規定されるばね鋼鋼材
のうち、SUP6、７、12に対してはマンドレルミル圧延を
第４図にハッチングで示す条件内で実施するのが特に有
効である。所定のスタンド間張力を得るための方法（ロ
ール回転数、ギャップ・設定法等）は既に学会論文（例
えば塑性と加工vol24,No.273,1078頁）等にて公知であ
り、これらに基づいて実施すればよい。
のうち、SUP6、７、12に対してはマンドレルミル圧延を
第４図にハッチングで示す条件内で実施するのが特に有
効である。所定のスタンド間張力を得るための方法（ロ
ール回転数、ギャップ・設定法等）は既に学会論文（例
えば塑性と加工vol24,No.273,1078頁）等にて公知であ
り、これらに基づいて実施すればよい。
○ 再加熱 マンドレルミル圧延された中空素管は、温度低下して
いると共に、周及び軸方向に温度差が生じている。した
がって、この状態のままストレッチレデューサー等で仕
上げ圧延すると、変形能の低下に伴う圧延荷重の増大に
起因してロール焼付疵が発生し、また温度差に起因して
周及び軸方向で寸法変動等が生じるため、仕上げ圧延に
先立って前記中空素管を再加熱する。
いると共に、周及び軸方向に温度差が生じている。した
がって、この状態のままストレッチレデューサー等で仕
上げ圧延すると、変形能の低下に伴う圧延荷重の増大に
起因してロール焼付疵が発生し、また温度差に起因して
周及び軸方向で寸法変動等が生じるため、仕上げ圧延に
先立って前記中空素管を再加熱する。
再加熱は、通常850〜1000℃程度の温度で在炉時間15
分程度以上で行なう。このような条件で再加熱すると、
中空素材中の炭素と炉内ガス中の酸素とが反応し、この
時の酸化速度と炭素の拡散速度との大小関係により脱炭
及び／又はスケールが発生する。スケールは後述するデ
スケール処理によって除去されるが、脱炭が生じると所
要の成品スプリング形状に成形して後に施される最終熱
処理である焼入れ−焼戻し時に焼きの入りが不充分とな
って成品スプリングに必要な強度が得られなくなる。ま
た、脱炭部が切欠きとなって成品スプリングの疲れ強さ
が急激に低下する。
分程度以上で行なう。このような条件で再加熱すると、
中空素材中の炭素と炉内ガス中の酸素とが反応し、この
時の酸化速度と炭素の拡散速度との大小関係により脱炭
及び／又はスケールが発生する。スケールは後述するデ
スケール処理によって除去されるが、脱炭が生じると所
要の成品スプリング形状に成形して後に施される最終熱
処理である焼入れ−焼戻し時に焼きの入りが不充分とな
って成品スプリングに必要な強度が得られなくなる。ま
た、脱炭部が切欠きとなって成品スプリングの疲れ強さ
が急激に低下する。
したがって、スプリング用の素材鋼管製造に際しての
中空素管の再加熱にあっては、特に脱炭の発生防止を厳
密に管理しなければならない。
中空素管の再加熱にあっては、特に脱炭の発生防止を厳
密に管理しなければならない。
第５図は中空素管の再加熱における再加熱温度と在炉
時間との関係を脱炭層深さをパラメータとして表わした
図表で、○は脱炭層深さ0.05mm未満、 は同0.05〜0.15mm、●は同0.30mm超を示している。同図
から明らかなように、脱炭層深さは再加熱温度と在炉時
間の双方に影響され、スプリング品質上問題のない0.05
mm未満に脱炭層深さを抑えるには、中空素管の再加熱を
再加熱温度940℃以下、在炉時間30分以下に制限するこ
とが必要となる。ただし、再加熱温度が820℃未満の場
合は、仕上げ圧延温度が低くなってロール焼付疵が発生
し易く、また在炉時間が10分未満の場合は均熱が不充分
となり、仕上げ圧延で内面角張り、偏肉、軸長方向寸法
変動等が生じる。
時間との関係を脱炭層深さをパラメータとして表わした
図表で、○は脱炭層深さ0.05mm未満、 は同0.05〜0.15mm、●は同0.30mm超を示している。同図
から明らかなように、脱炭層深さは再加熱温度と在炉時
間の双方に影響され、スプリング品質上問題のない0.05
mm未満に脱炭層深さを抑えるには、中空素管の再加熱を
再加熱温度940℃以下、在炉時間30分以下に制限するこ
とが必要となる。ただし、再加熱温度が820℃未満の場
合は、仕上げ圧延温度が低くなってロール焼付疵が発生
し易く、また在炉時間が10分未満の場合は均熱が不充分
となり、仕上げ圧延で内面角張り、偏肉、軸長方向寸法
変動等が生じる。
以上のことから、本発明の方法においては中空素管の
再加熱を再加熱温度820〜940℃、在炉時間10〜30分の条
件で行う。
再加熱を再加熱温度820〜940℃、在炉時間10〜30分の条
件で行う。
○ デスケール処理 再加熱された材料はデスケール後、サイザー、ストレ
ッチレデューサー等の仕上げ圧延機にかけられる。デス
ケールが不足すると、残存したスケールが仕上げ圧延に
より材料表面、残存したスケールが仕上げ圧延により材
料表面にプリントされアバタ状の疵を生じる。
ッチレデューサー等の仕上げ圧延機にかけられる。デス
ケールが不足すると、残存したスケールが仕上げ圧延に
より材料表面、残存したスケールが仕上げ圧延により材
料表面にプリントされアバタ状の疵を生じる。
このデスケール処理としては高圧水による方法が一般
的であり、デスケール圧力は普通鋼材の場合で150〜180
kg/cm2程度である。
的であり、デスケール圧力は普通鋼材の場合で150〜180
kg/cm2程度である。
ところが、JIS−G4801に規定されるばね鋼鋼材のう
ち、SUP6、７、12といったシリコン−マンガン系の材料
は熱間スケールの剥離性が悪く、普通鋼に対する150〜1
80kg/cm2程度のデスケール圧力ではアバタ疵を発生す
る。
ち、SUP6、７、12といったシリコン−マンガン系の材料
は熱間スケールの剥離性が悪く、普通鋼に対する150〜1
80kg/cm2程度のデスケール圧力ではアバタ疵を発生す
る。
第６図はシリコン−マンガン鋼についてデスケール圧
力がアバタ疵発生に与える影響を、仕上げ圧延前の材料
のt/Dとの関係を加味して表わしたものである。図中、
○はアバタ疵なし、 はアバタ疵軽微、●アバタ疵大を表示している。
力がアバタ疵発生に与える影響を、仕上げ圧延前の材料
のt/Dとの関係を加味して表わしたものである。図中、
○はアバタ疵なし、 はアバタ疵軽微、●アバタ疵大を表示している。
第６図から明らかなように、アバタ疵を防止するには
t/Dが増大するにしたがって大きなデスケール圧力を与
える必要があり、図にハッチングで示す範囲でアバタ疵
の完全防止が可能になる。アバタ疵の防止可能な下限デ
スケール圧力がt/Dが大きくなるのにしたがって増大す
るのは、t/Dが大きいほど仕上げ圧延時の圧延荷重が大
きくなるのでこれを防止するため再加熱温度を高くする
が、この結果材料の保有熱量が多くなって多量に発生す
るスケールを除去しなければならないからである。アバ
タ疵の完全防止が可能なデスケール圧力Ｐの範囲を数量
的に表わすと以下のとおりである。
t/Dが増大するにしたがって大きなデスケール圧力を与
える必要があり、図にハッチングで示す範囲でアバタ疵
の完全防止が可能になる。アバタ疵の防止可能な下限デ
スケール圧力がt/Dが大きくなるのにしたがって増大す
るのは、t/Dが大きいほど仕上げ圧延時の圧延荷重が大
きくなるのでこれを防止するため再加熱温度を高くする
が、この結果材料の保有熱量が多くなって多量に発生す
るスケールを除去しなければならないからである。アバ
タ疵の完全防止が可能なデスケール圧力Ｐの範囲を数量
的に表わすと以下のとおりである。
t/D≦５％のとき、Ｐ≧180kgf/cm2 ５％＜t/D≦15％のとき、Ｐ≧200kgf/cm2 15％＜t/D≦20％のとき、Ｐ≧220kgf/cm2 20％＜t/D≦のとき、Ｐ≧240kgf/cm2 以上のことから、JIS−G4801に規定されるばね鋼鋼材
のうち、SUP6、７、12に対しては仕上げ圧延前のデスケ
ールを第６図にハッチングで示す条件内で実施するのが
特に有効である。デスケール手段として高圧水以外を用
いる場合は、上記条件に相当するデスケール能力を与え
る。
のうち、SUP6、７、12に対しては仕上げ圧延前のデスケ
ールを第６図にハッチングで示す条件内で実施するのが
特に有効である。デスケール手段として高圧水以外を用
いる場合は、上記条件に相当するデスケール能力を与え
る。
仕上げ圧延を終了した継目無鋼管に対しては寸法精度
向上のため、必要に応じ冷間抽伸を実施してもよい。
向上のため、必要に応じ冷間抽伸を実施してもよい。
JIS−G4801SUP6に該当する第１表に示す成分のシリコ
ン−マンガン鋼からなる種々の外径のビレットを種々の
温度に加熱した。加熱後、直ちにマンネスマン穿孔を行
い、引き続いてマンドレルミル圧延を行った。マンドレ
ルミル圧延においては種々のスタンド間張力を付与し
た。そして、マンドレルミル圧延後種々の温度に再加熱
し、種々の圧力で高圧水デスケールを行い、しかる後、
ストレッチレデューサーによる仕上げ圧延を行い、圧延
後の材料表面を調査した。
ン−マンガン鋼からなる種々の外径のビレットを種々の
温度に加熱した。加熱後、直ちにマンネスマン穿孔を行
い、引き続いてマンドレルミル圧延を行った。マンドレ
ルミル圧延においては種々のスタンド間張力を付与し
た。そして、マンドレルミル圧延後種々の温度に再加熱
し、種々の圧力で高圧水デスケールを行い、しかる後、
ストレッチレデューサーによる仕上げ圧延を行い、圧延
後の材料表面を調査した。
マンネスマン穿孔前の加熱温度と中被れ疵の発生率と
の関係を表わしたのが第１図である。加熱温度以外の条
件は第２表に示すとおりである。
の関係を表わしたのが第１図である。加熱温度以外の条
件は第２表に示すとおりである。
マンドレルミル圧延における圧延状態をt/DとF/Kfと
の関係で示したのが第４図であり、加熱温度、再加熱温
度等の他の条件は第３表に示すとおりである。
の関係で示したのが第４図であり、加熱温度、再加熱温
度等の他の条件は第３表に示すとおりである。
再加熱後の脱炭層深さを再加熱温度と在炉時間との関
係で表わしたのが第５図である。
係で表わしたのが第５図である。
デスケール不足に起因するアバタ疵の発生状況をt/D
とデスケール圧力との関係で示したのが第６図であり、
他の条件は第４表に示すとおりである。
とデスケール圧力との関係で示したのが第６図であり、
他の条件は第４表に示すとおりである。
〔発明の効果〕 本発明の方法はスプリング用鋼管としてばね鋼鋼材か
らなる継目無管を傾斜ロール圧延法で圧延上、品質上問
題なく製造するものである。ばね素材としての最適なば
ね鋼鋼材を使用することから、スプリング特性を向上さ
せ、更に継目無管は電縫溶接部がなく機械的性質を各部
で安定させる。更にまた傾斜ロール圧延法は他の継目無
管製造と比べて能率が高く製造コストを低下させる。し
たがって、本発明の方法は中空スプリングの品質向上、
コスト低減に極めて大きな効果を発揮するものである。
らなる継目無管を傾斜ロール圧延法で圧延上、品質上問
題なく製造するものである。ばね素材としての最適なば
ね鋼鋼材を使用することから、スプリング特性を向上さ
せ、更に継目無管は電縫溶接部がなく機械的性質を各部
で安定させる。更にまた傾斜ロール圧延法は他の継目無
管製造と比べて能率が高く製造コストを低下させる。し
たがって、本発明の方法は中空スプリングの品質向上、
コスト低減に極めて大きな効果を発揮するものである。
第１図はばね鋼鋼材をマンネスマン穿孔圧延するときの
材料中心加熱温度と中被れ疵の発生率との関係を示す図
表、第２図は同じく加熱温度と穿孔動力との関係を示す
図表、第３図はマンドレルミル圧延における噛出し幅を
示す断面図、第４図はばね鋼鋼材をマンドレルミル圧延
するときのスタンド間張力が圧延に及ぼす影響を示す図
表、第５図は再加熱条件が脱炭層形成に及ぼす影響を示
す図表、第６図は仕上げ圧延前のデスケール圧力がデス
ケール後の仕上げ圧延に与える影響を示す図表である。 図中、1:ロール、2:マンドレル、3:被圧延材料。
材料中心加熱温度と中被れ疵の発生率との関係を示す図
表、第２図は同じく加熱温度と穿孔動力との関係を示す
図表、第３図はマンドレルミル圧延における噛出し幅を
示す断面図、第４図はばね鋼鋼材をマンドレルミル圧延
するときのスタンド間張力が圧延に及ぼす影響を示す図
表、第５図は再加熱条件が脱炭層形成に及ぼす影響を示
す図表、第６図は仕上げ圧延前のデスケール圧力がデス
ケール後の仕上げ圧延に与える影響を示す図表である。 図中、1:ロール、2:マンドレル、3:被圧延材料。
Claims (3)
- 【請求項１】ばね鋼鋼材からなる素材を材料中心温度10
50〜1230℃に加熱してマンネスマン穿孔し、その後マン
ドレルミル圧延して得られた中空素管を820〜940℃に10
〜30分の在炉時間で再加熱して後、仕上げ圧延すること
を特徴とするスプリング用継目無鋼管の製造方法。 - 【請求項２】マンドレルミル圧延を第４図にハッチング
で示す条件で行うことを特徴とする特許請求の範囲第１
項に記載のスプリング用継目無鋼管の製造方法。 - 【請求項３】再加熱後、仕上げ圧延を行う前に第６図に
ハッチングで示す条件で高圧水デスケールを行うことを
特徴とする特許請求の範囲第１項または第２項に記載の
スプリング用継目無鋼管の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63077021A JP2512984B2 (ja) | 1988-03-29 | 1988-03-29 | スプリング用継目無鋼管の製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP63077021A JP2512984B2 (ja) | 1988-03-29 | 1988-03-29 | スプリング用継目無鋼管の製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH01247532A JPH01247532A (ja) | 1989-10-03 |
| JP2512984B2 true JP2512984B2 (ja) | 1996-07-03 |
Family
ID=13622102
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP63077021A Expired - Fee Related JP2512984B2 (ja) | 1988-03-29 | 1988-03-29 | スプリング用継目無鋼管の製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP2512984B2 (ja) |
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2011108675A1 (ja) | 2010-03-04 | 2011-09-09 | 株式会社神戸製鋼所 | 高強度中空ばね用シームレス鋼管 |
| CN104818425A (zh) * | 2015-04-02 | 2015-08-05 | 衡阳华菱钢管有限公司 | 小口径9Ni低温用无缝钢管及生产方法 |
Families Citing this family (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPH10286617A (ja) * | 1997-04-14 | 1998-10-27 | Sanyo Special Steel Co Ltd | 中空スタビライザーバーの製造法 |
| DE602005019196D1 (ja) | 2004-10-28 | 2010-03-18 | Sumitomo Metal Ind | |
| JP4705456B2 (ja) * | 2005-11-04 | 2011-06-22 | 神鋼メタルプロダクツ株式会社 | シームレス鋼管およびその製造方法 |
| EP2145705B1 (en) | 2007-03-14 | 2016-08-24 | Shinko Metal Products Co., Ltd. | Seamless steel pipe and hollow spring utilizing the seamless steel pipe |
| JP5324311B2 (ja) * | 2009-05-15 | 2013-10-23 | 株式会社神戸製鋼所 | 高強度ばね用中空シームレスパイプ |
| JP6018394B2 (ja) | 2012-04-02 | 2016-11-02 | 株式会社神戸製鋼所 | 高強度ばね用中空シームレスパイプ |
| JP5986434B2 (ja) | 2012-06-11 | 2016-09-06 | 株式会社神戸製鋼所 | 中空ばね用シームレス鋼管 |
Family Cites Families (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS59182919A (ja) * | 1983-03-31 | 1984-10-17 | Sumitomo Metal Ind Ltd | 高張力低合金鋼管の製造方法 |
-
1988
- 1988-03-29 JP JP63077021A patent/JP2512984B2/ja not_active Expired - Fee Related
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2011108675A1 (ja) | 2010-03-04 | 2011-09-09 | 株式会社神戸製鋼所 | 高強度中空ばね用シームレス鋼管 |
| CN104818425A (zh) * | 2015-04-02 | 2015-08-05 | 衡阳华菱钢管有限公司 | 小口径9Ni低温用无缝钢管及生产方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH01247532A (ja) | 1989-10-03 |
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