JP4093029B2 - Cold pilger rolling method - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、超硬合金で作製されたマンドレルを用いて素管を圧延する冷間ピルガー圧延方法に関し、さらに詳しくは、高強度材を高加工度で冷間圧延する場合に、圧延能率の向上および圧延工具の長寿命化を達成することができる冷間ピルガー圧延方法に関するものである。
【０００２】
【従来技術】
通常、素管の冷間加工法として、ドローベンチによる冷間引抜法とピルガーミルによる冷間圧延法とが慣用されている。特に、ピルガーミルによる冷間圧延（以下、単に「冷間ピルガー圧延」という）法は、冷間引抜法に比べ、高加工度で素管を冷間加工できるという特徴を有している。このため、高強度材で難加工性の素管を用いた継目無管の製造では、一般的に冷間ピルガー圧延が用いられる。
【０００３】
冷間ピルガー圧延では、周面に孔型を形成された上下一対のロールダイスを備え、ロールダイスの間には先端に向かって径が小さくなるテーパを有するマンドレルが設けられる。このロールダイスは、その軸心に設けられた回転軸でロールスタンドに支持されている。
【０００４】
冷間ピルガー圧延に際し、ロールスタンドに支持されたロールダイスが前記マンドレルに沿って往復移動することによって、往復回転しながら被加工材である素管を圧延する。素管は、ロールダイスが往復回転する工程の間に所定の加工長さだけ送られるとともに、所定角度だけ回転されながら、順次、縮径および減肉しつつ加工される。このとき、冷間ピルガー圧延された素管は、圧延伸びと圧延送り量に応じて伸管され、目標の成品寸法に圧延される。
【０００５】
上記のように圧延機構が構成されているため、冷間ピルガー圧延では冷間引抜に比べ素管に高加工度を加えることができるが、その反面、マンドレル等の工具折損が発生し易く、圧延マンドレル等の工具寿命が生産コストや生産性に大きく影響を及ぼすことになる。このため、冷間ピルガー圧延において、工具寿命の延長が重要な課題となっている。
【０００６】
従来から冷間ピルガー圧延に用いられるマンドレル材質として、冷間工具鋼やハイス工具鋼（高速度工具鋼）が用いられているが、それらを採用したマンドレルの工具寿命は必ずしも充分なものではなかった。そのため、冷間工具鋼やハイス工具鋼に比べ、耐折損性に優れる超硬合金が、冷間ピルガー圧延のマンドレルとして使用されるようになっている。
【０００７】
ところが、マンドレル材質として超硬合金を使用することにより、一定の工具寿命の改善が図れるものの、超硬工具は冷間工具鋼やハイス工具鋼に比べ高価であり、これらの価格差をカバーするまで工具寿命の延長が達成されていない。しかも、高強度の素管を高加工度で冷間ピルガー圧延する際に、マンドレルの折損が発生し易く、工具寿命を低下させるだけでなく、冷間圧延時の成品歩留まりを低下させる要因となっている。このため、冷間ピルガー圧延に用いられるマンドレルを超硬合金製に切り替えても、工具費の削減や生産コストの低減に結びつかないという問題がある。
【０００８】
【発明が解決しようとする課題】
前述の通り、マンドレル等の圧延工具の寿命は、生産コストや生産性に大きく影響することから、従来から使用していた冷間工具鋼およびハイス工具鋼に替えて、超硬工具を用いて寿命延長の改善を図っている。
【０００９】
これは、工具設計に際し、マンドレルに負荷される応力を計算して、この負荷応力が一定値以下となるように材料設計を行っていた。超硬工具は冷間工具鋼やハイス工具鋼に比べ材料特性が優れることから、マンドレルに負荷される応力を減少させることができる。このため、超硬工具を用いることによって、マンドレルの工具寿命が大幅に改善できることが予測された。しかし、マンドレルに超硬工具を使用した場合に、工具寿命が予測されるほど延長されず、圧延加工条件によってはマンドレルの折損を生じる事態が発生した。
【００１０】
本発明は、上述した冷間ピルガー圧延における問題に鑑みてなされたものであり、高強度材を高加工度で冷間圧延する場合であっても、圧延能率の向上および圧延工具の長寿命化を達成することができる冷間ピルガー圧延方法を提供することを目的としている。
【００１１】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、上記の課題を解決するため、種々の加工材を用いて冷間ピルガー圧延を行い、工具寿命の延長に制限を加えている原因調査を行った。その結果、工具寿命を制限する主要因はマンドレルの折損であり、その折損部の近傍には焼付が生じていることに着目した。
【００１２】
すなわち、冷間ピルガー圧延で使用される潤滑剤には、極圧添加剤としてＣｌが用いられている。また、超硬合金には、結合剤として多量のＣｏが含有されている。したがって、冷間圧延の発熱にともなう高温(250℃以上）環境と、Ｃｌを含む雰囲気環境とが相まって、超硬合金中のＣｏが腐食されて、表面ピッティングを発生し焼付に至ることを知見した。特に、高強度材を高加工度で冷間圧延する場合には、発熱が大きいために結合剤のＣｏは腐食され易く、工具寿命が低下することも明らかになる。
【００１３】
本発明は、上記の知見に基づいて完成されたものであり、下記(1)および(2)の冷間ピルガー圧延方法を要旨としている。
(1) 超硬合金で作製されたマンドレルを用いて素管を圧延する冷間ピルガー圧延方法であって、下記(1)式乃至(3)式で規定される加工発熱指数Ｊを用いて素管の加工条件を管理することを特徴とする冷間ピルガー圧延方法である。
【００１４】
Ｊ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ）×ｆ×Ｅｌ ・・・ (1)
Ｓ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ） ・・・ (2)
Ｆd＝ｆ×Ｅｌ ・・・ (3)
但し、Ｔ：素管肉厚（mm）、Ｄ：素管外径（mm）、ｆ：圧延送り量（mm）
およびＥｌ：圧延伸びとする
上記の冷間ピルガー圧延方法においては、圧延能率を向上させる場合に、使用される素管寸法から上記(2)式に示されるＳ値を算出してのち、上記(1)式との関係から上記(3)式に示されるＦd値を求め、このＦd値に基づいて採用しうる最大の圧延送り量ｆを決定するようにするのが望ましい。
【００１５】
また、同様に、工具寿命を延長させる場合に、採用できる圧延能率に基づいて上記(3)式に示されるＦd値を算出してのち、上記(1)式との関係から上記(2)式に示されるＳ値を求め、このＳ値を超えることがない素管寸法を使用するようにするのが望ましい。
(2) 超硬合金で作製されたマンドレルを用いて素管を圧延する冷間ピルガー圧延方法であって、下記(1)式で規定される加工発熱指数Ｊが３００００（mm３）以下を満足する加工条件で素管を圧延することを特徴とする冷間ピルガー圧延方法である。
【００１６】
Ｊ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ）×ｆ×Ｅｌ ・・・ (1)
但し、Ｔ：素管肉厚（mm）、Ｄ：素管外径（mm）、ｆ：圧延送り量（mm）
およびＥｌ：圧延伸びとする
上記(2)の冷間ピルガー圧延方法では、さらに加工発熱指数Ｊが２００００（mm３）以下を満足する加工条件で素管を圧延するのが望ましい。
【００１７】
上記(1)および(2)の冷間ピルガー圧延方法では、高強度材の素管として２相ステンレス鋼（例えば、２５Ｃｒ−７Ｎｉ−３Ｍｏ−２Ｗ−Ｎ系）を対象とするのが望ましい。なお、本発明において、高強度材とはＹＳ≧７００MPaを想定しており、高加工度とは断面減少率Ｒd≧７０％の冷間ピルガー圧延が相当する。
【００１８】
【発明の実施の形態】
本発明の冷間ピルガー圧延方法では、超硬合金で作製されたマンドレルを用いて素管を圧延することを前提としている。対象としている超硬合金は、Ｃｏを結合剤としてＷＣ、ＴｉＣ、ＴａＣ等の高融点金属の炭化物粉末を焼結した合金であり、ＷＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｃｏ系、ＷＣ−ＴｉＣ−Ｔａ（Ｎｂ）Ｃ−Ｃｏ系がある。したがって、この超硬合金でマンドレルを作製すると、高温に至るまで硬さ、強さが高く、優れた耐折損性を発揮することができる。
【００１９】
前述の通り、冷間ピルガー圧延における、超硬合金で作製されたマンドレルの折損原因を調査した結果、その折損部の近傍には焼付が生じており、表面にはピッティングが発生して、合金材が腐食した形跡が見られた。
【００２０】
腐食原因を特定するため、まず、潤滑油に極圧添加剤として含まれるＣｌの影響を調査した。そのため、超硬合金の試片を潤滑油に浸漬して腐食発生の有無を調べたが、それだけではほとんど超硬合金には腐食は発生しなかった。
【００２１】
次に、冷間圧延の発熱にともなう高温環境を想定して、250〜350℃に加熱した潤滑油に超硬合金の試片を浸漬すると、その表面に腐食が発生した。この調査結果から、超硬合金は、高温(250℃以上）環境とＣｌを含む雰囲気環境との相乗作用によって腐食され、耐折損性が劣化することが確認された。
【００２２】
言い換えると、超硬合金で作製されたマンドレルの折損メカニズムは次のようになる。潤滑油に含まれるＣｌと冷間ピルガー圧延時の発熱による高温環境下で、超硬合金の結合剤であるＣｏが腐食されて、ＷＣ等の炭化物粒子が脱落し、表面ピッティングの発生にともない表面粗さが劣化し、摩擦発熱が増大して焼付が発生する。その後、マンドレル表面に微小亀裂が生成され、最終的には超硬合金の疲労強度の低下によってマンドレルの折損にいたる。
【００２３】
上述した超硬合金製マンドレルの折損原因を解消するには、極圧添加剤としてＣｌを含まない潤滑油を使用すること、または、冷間圧延の際に発生する加工発熱を抑制することのいずれかを選択することができる。ところで、前者の対策として、Ｓ系極圧添加剤の潤滑油の使用が検討できるが、潤滑性能（耐焼付性）がＣｌ系極圧添加剤の圧延油に比べ極端に劣化することから、実際の冷間ピルガー圧延では採用することが困難である。
【００２４】
そこで、超硬合金製マンドレルの折損を防止するため、冷間圧延にともなう発熱量を低減し、マンドレルの焼付を抑制することを検討した。種々の検討結果から、加工発熱量は圧延される素管断面積Ｓと、ロールダイスが１回往復するときの加工長さＦdに比例することに着目し、下記の(1)式〜(3)式で規定される加工発熱指数Ｊを用いて素管の加工条件を管理することにした。
【００２５】
但し、(1)式〜(3)式中のＴは素管肉厚（mm）、Ｄは素管外径（mm）であり、さらにｆはロールダイスが１回往復するときの圧延送り量（mm）、Ｅｌは圧延伸び（無次元数）である。
【００２６】
Ｊ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ）×ｆ×Ｅｌ ・・・ (1)
Ｓ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ） ・・・ (2)
Ｆd＝ｆ×Ｅｌ ・・・ (3)
上記(1)式で示される加工発熱指数Ｊは、冷間ピルガー圧延にともなう加工発熱量に比例するものであるから、このＪ値を制御することができれば、加工発熱量を抑制、制御することが可能になる。加工発熱量が制御できれば、高温(250℃以上）環境を解消でき、これにともなって超硬合金製マンドレルの折損発生を抑制することができる。
【００２７】
図１は、加工発熱指数Ｊと超硬合金製マンドレルの工具寿命との関係を示す図である。図１の縦軸にはロールダイスが１回往復するときの加工長さＦd（＝ｆ×Ｅｌ）を示し、横軸には圧延される素管断面積Ｓ（＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ））を示しており、パラメータとして加工発熱指数Ｊを２００００、３００００および４００００（mm３）と変化させている。
【００２８】
マンドレルの工具コストに関し、従来から使用していた冷間工具鋼やハイス工具綱に比べ、超硬工具はそのコストが１０倍ほど高くなっている。このため、マンドレルの工具寿命が冷間工具鋼やハイス工具綱のそれより１０倍以上向上しなければ、マンドレル工具費の削減が図れない。
【００２９】
したがって、上記図１では、超硬合金製マンドレルの工具寿命が従来の工具寿命に比べ、１０倍以上延長したか否かが評価の目安になっている。このため、同図中では、マンドレルの工具寿命比率（超硬合金製マンドレル寿命／ハイス工具鋼製マンドレル寿命）が１０倍以上の場合と、１０倍未満の場合とを区分して示している。
【００３０】
図１に示す加工発熱指数Ｊと超硬合金製マンドレルの工具寿命との関係から、加工発熱指数Ｊが３００００（mm３）を境界として工具寿命の好転が見られ、加工発熱指数Ｊが３００００（mm３）以下を満足する加工条件で素管を圧延することにより、マンドレルの工具寿命の延長とマンドレル不良（折損発生）による圧延不良の低減が図れることが分かる。
【００３１】
一方、圧延能率は加工長さＦd（＝ｆ×Ｅｌ）に比例するので、できるだけ加工長さＦdを大きくすることによって、冷間ピルガー圧延での生産性向上に結びつくことになる。そこで、使用される素管断面積Ｓを小さくして加工発熱量を抑制し、加工長さＦdをできるだけ大きくするようにすれば、圧延能率の向上が図れる。また、加工発熱量を極力抑制する条件の下で素管を圧延するようにすれば、圧延能率の向上および圧延工具の長寿命化を両立させることができる。
【００３２】
図２は、加工発熱指数Ｊを用いて素管の加工条件を管理する事例を説明する図である。図２中で示す事例１では、圧延能率を向上させる場合の管理手順を示している。すなわち、本発明の冷間ピルガー圧延方法では、使用される素管寸法から素管断面積Ｓを算出して、前記(1)式との関係から、ロールダイスが１回往復するときの加工長さＦd（＝ｆ×Ｅｌ）値を求める。このＦd値は、所定の工具寿命を前提とした場合に、採用しうる最大の加工長さとなる。
【００３３】
一方、圧延伸びＥｌは、素管寸法から成品寸法に圧延するまでの断面減少率をＲd（％）とすると、下記(4)式から一義的に算出することができる。
【００３４】
Ｅｌ＝１００／（１００−Ｒd） ・・・ (4)
上記(4)式から算出されたＥｌを用いれば、上記Ｆd値に基づいて採用しうる最大の圧延送り量ｆを決定することができる。本発明の冷間ピルガー圧延において、この圧延送り量ｆを採用すれば、マンドレルの工具寿命を確保しつつ、圧延能率を向上させることができる。
【００３５】
次に、図２中で示す事例２では、本発明の冷間ピルガー圧延方法で工具寿命を、優先して延長させる場合の管理手順を示している。冷間ピルガー圧延の操業上、支障を生ずることなく採用できる圧延能率に基づいて、加工長さＦd（＝ｆ×Ｅｌ）値を仮に決定する。そのＦd値を用いて前記(1)式との関係から、使用しうる素管断面積Ｓ値を求める。
【００３６】
熱間押出工程では各種の素管製管段取りが組まれているので、適切な素管製管段取りを定めて、上記で求められたＳ値を超えることがない素管寸法を使用すればよい。そののち、決定された素管寸法に基づいて、圧延伸びＥｌを修正し、加工長さＦd（＝ｆ×Ｅｌ）値を決定する。これにより、本発明の冷間ピルガー圧延において、所定の圧延能率を確保しつつ、優先的に工具寿命を延長させることができる。
【００３７】
図３は、加工発熱指数Ｊとマンドレルの工具寿命比率（超硬合金製マンドレル寿命／ハイス工具鋼製マンドレル寿命）との関係を示す図である。冷間圧延に供した素管は、高強度材としての２相ステンレス鋼（２５Ｃｒ−７Ｎｉ−３Ｍｏ−２Ｗ−Ｎ系）および一般のステンレス鋼（ＳＵＳ３０４）とした。
【００３８】
図３に示すように、加工発熱指数Ｊが３００００（mm３）以下を満足する加工条件で素管を圧延することにより、マンドレルの工具寿命比率が１０を超えており、工具費用の削減が可能になる。さらに、加工発熱指数Ｊを２００００（mm３）以下で管理することによって、特に、高強度材である２相ステンレス鋼を圧延する場合に工具寿命比率が向上するので望ましい。
【００３９】
加工発熱指数Ｊの下限は、操業上採用しうる加工条件、例えば、最小の断面減少率Ｒd、加工長さＦd等によって定められるが、本発明の冷間ピルガー圧延方法では、２８００（mm３）程度となる。
【００４０】
冷間ピルガー圧延に用いられる超硬合金製マンドレルの表面に微小きずや焼付等が発生した場合には、マンドレルを旋盤等で回転させて全長をダイヤモンドペーストで均等にラッピング加工すると、正常な表面性状に復元することができる。定期的にこのような手入れ作業を実施すれば、マンドレル寿命の向上に有効である。
【００４１】
【実施例】
本発明の冷間ピルガー圧延方法による素管の加工条件の管理例とその効果を、実施例に基づいて説明する。本実施例では、熱間押出で製管された高強度材（ＹＳ≧７００MPa）の二相ステンレス鋼（２５Ｃｒ−７Ｎｉ−３Ｍｏ−２Ｗ−Ｎ系）を素管として、超硬合金製マンドレルを用いて高加工度(Ｒd：６８．４〜７８．８％）で冷間ピルガー圧延を実施した。マンドレルを作製した超硬合金は、質量％でＷＣ：Ｃｏが８５：１５となるＷＣ−Ｃｏ系とした。
【００４２】
本実施例では、同じ成品寸法に圧延する場合に、使用する素管寸法を変更することによる加工条件の相違を比較し、その結果を表１に示している。
【００４３】
【表１】
本発明例では、使用する素管寸法を小さくすることによって、素管断面積Ｓを下げ、加工発熱指標Ｊを小さくしている。その結果、マンドレルの工具寿命を著しく延ばすことができ、同時に加工長さＦdを大きくすることが可能となり圧延能率も向上できることを示している。
【００４５】
工具費の削減に関して、前述の通り、冷間工具鋼やハイス工具鋼に比べて超硬合金は工具費が１０倍ほど高く、寿命は１０倍以上に向上しないと削減効果が表れない。通常、ハイス工具鋼で作製されたマンドレルを適用した場合、従来例の加工条件では、工具寿命は３ｋｍ程度であった。
【００４６】
したがって、従来例の工具寿命では１０倍程度に留まっており、工具不良による生産性の低下や成品不良率の悪化を改善することができるが、工具費の削減効果は発揮されていない。これに対し、本発明例では、工具寿命が約２７倍と著しく向上しており、さらに工具費の削減効果も達成できたことが分かる。
【００４７】
【発明の効果】
本発明の冷間ピルガー圧延方法によれば、超硬合金で作製されたマンドレルを用いて高強度材を高加工度で冷間圧延する場合に、圧延能率の向上を確保しつつ、マンドレルの工具寿命を著しく延長させることができる。これにより、冷間ピルガー圧延での生産性の向上、圧延不良率の低減、および工具費の大幅削減が可能になる。
【図面の簡単な説明】
【図１】加工発熱指数Ｊと超硬合金製マンドレルの工具寿命との関係を示す図である。
【図２】加工発熱指数Ｊを用いて素管の加工条件を管理する事例を説明する図である。
【図３】加工発熱指数Ｊとマンドレルの工具寿命比率（超硬合金製マンドレル寿命／ハイス工具鋼製マンドレル寿命）との関係を示す図である。[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a cold pilger rolling method for rolling an element pipe using a mandrel made of a cemented carbide, and more specifically, an improvement in rolling efficiency when cold rolling a high strength material at a high workability. Further, the present invention relates to a cold pilger rolling method capable of achieving a long tool life.
[0002]
[Prior art]
Usually, the cold drawing method using a draw bench and the cold rolling method using a pilger mill are commonly used as cold working methods for the raw tube. In particular, a cold rolling method using a pilger mill (hereinafter simply referred to as “cold pilger rolling”) has a feature that a blank tube can be cold worked at a higher degree of work than a cold drawing method. For this reason, cold pilger rolling is generally used in the manufacture of seamless pipes using high-strength materials and difficult-to-work raw pipes.
[0003]
In cold pilger rolling, a pair of upper and lower roll dies each having a hole shape is formed on the peripheral surface, and a mandrel having a taper whose diameter decreases toward the tip is provided between the roll dies. This roll die is supported by a roll stand with a rotating shaft provided at its axis.
[0004]
In cold pilger rolling, a roll die supported by a roll stand reciprocates along the mandrel, thereby rolling an element pipe as a workpiece while reciprocatingly rotating. The raw pipe is processed while being reduced in diameter and reduced in thickness while being rotated by a predetermined angle while being fed by a predetermined processing length during the process in which the roll die is reciprocally rotated. At this time, the cold pilger-rolled blank tube is drawn according to the rolling elongation and the rolling feed amount, and rolled to the target product size.
[0005]
Since the rolling mechanism is configured as described above, cold pilger rolling can add a high degree of workability to the blank tube compared to cold drawing, but on the other hand, tool breakage such as mandrels is likely to occur, rolling Tool life such as mandrels greatly affects production costs and productivity. For this reason, in cold pilger rolling, extension of tool life is an important issue.
[0006]
Conventionally, cold tool steel and high-speed tool steel (high speed tool steel) have been used as the mandrel material used for cold pilger rolling, but the tool life of the mandrel using them has not always been sufficient. . For this reason, cemented carbide, which has superior breakage resistance compared to cold tool steel and high-speed tool steel, is used as a mandrel for cold pilger rolling.
[0007]
However, by using cemented carbide as the mandrel material, the tool life can be improved to a certain extent. However, cemented carbide tools are more expensive than cold tool steel and high-speed tool steel, and until these price differences are covered. Tool life extension has not been achieved. Moreover, when cold pilger rolling a high-strength raw tube at a high workability, the mandrel is likely to break, reducing not only the tool life but also the product yield during cold rolling. ing. For this reason, there is a problem that even if the mandrel used for cold pilger rolling is switched to a cemented carbide alloy, it does not lead to a reduction in tool costs or a reduction in production costs.
[0008]
[Problems to be solved by the invention]
As mentioned above, the life of rolling tools such as mandrels greatly affects production costs and productivity, so it is possible to replace the cold tool steel and high-speed tool steel that have been used in the past with a carbide tool. We are trying to improve the extension.
[0009]
In the tool design, the stress applied to the mandrel is calculated, and the material design is performed so that the applied stress becomes a certain value or less. Carbide tools have superior material properties compared to cold tool steel and high-speed tool steel, so that the stress applied to the mandrel can be reduced. For this reason, it was predicted that the tool life of the mandrel can be significantly improved by using a carbide tool. However, when a cemented carbide tool is used for the mandrel, the tool life is not extended as expected, and depending on the rolling processing conditions, the mandrel may break.
[0010]
The present invention has been made in view of the above-described problems in cold pilger rolling, and even when high-strength material is cold-rolled at a high workability, the rolling efficiency is improved and the life of the rolling tool is extended. It is an object of the present invention to provide a cold pilger rolling method capable of achieving the above.
[0011]
[Means for Solving the Problems]
In order to solve the above-mentioned problems, the present inventor conducted cold pilger rolling using various processed materials and investigated the cause of the limitation on the extension of the tool life. As a result, the main factor limiting the tool life was the mandrel breakage, and attention was paid to the fact that seizure occurred in the vicinity of the breakage part.
[0012]
That is, Cl is used as an extreme pressure additive in the lubricant used in cold pilger rolling. In addition, the cemented carbide contains a large amount of Co as a binder. Therefore, it has been found that the high temperature environment (250 ° C or higher) that accompanies the heat generated by cold rolling and the atmosphere environment containing Cl corrode, and the Co in the cemented carbide is corroded, causing surface pitting and resulting in seizure. did. In particular, when high-strength material is cold-rolled at a high workability, since the heat generation is large, the binder Co is easily corroded, and the tool life is also reduced.
[0013]
The present invention has been completed on the basis of the above findings, and the gist thereof is the cold pilger rolling method of the following (1) and (2).
(1) A cold pilger rolling method in which a blank tube is rolled using a mandrel made of cemented carbide, using a processing exothermic index J defined by the following equations (1) to (3). It is a cold pilger rolling method characterized by managing the processing conditions of the tube.
[0014]
J = π × T (DT) × f × El (1)
S = π × T (DT) (2)
Fd = f × El (3)
However, T: Raw pipe wall thickness (mm), D: Raw pipe outer diameter (mm), f: Rolling feed amount (mm)
And El: In the above cold Pilger rolling method with rolling elongation, when improving rolling efficiency, the S value shown in the above equation (2) is calculated from the dimensions of the raw tube used, and then the above ( It is desirable to obtain the Fd value shown in the above equation (3) from the relationship with the equation (1) and determine the maximum rolling feed amount f that can be adopted based on this Fd value.
[0015]
Similarly, when extending the tool life, the Fd value shown in the above equation (3) is calculated based on the rolling efficiency that can be adopted, and then the above equation (2) is calculated from the relationship with the above equation (1). It is desirable to obtain the S value indicated in (1) and use a tube size that does not exceed this S value.
(2) A cold pilger rolling method in which a blank tube is rolled using a mandrel made of cemented carbide, and the processing exothermic index J defined by the following formula (1) satisfies 30000 (mm 3 ) or less. The cold pilger rolling method is characterized in that the raw tube is rolled under the processing conditions.
[0016]
J = π × T (DT) × f × El (1)
However, T: Raw pipe wall thickness (mm), D: Raw pipe outer diameter (mm), f: Rolling feed amount (mm)
And El: In the cold pilger rolling method of the above (2) in which the rolling elongation is set, it is desirable to further roll the blank tube under processing conditions that satisfy a processing exothermic index J of 20000 (mm 3 ) or less.
[0017]
In the cold pilger rolling method of (1) and (2) above, it is desirable to target a duplex stainless steel (for example, 25Cr-7Ni-3Mo-2W-N system) as the raw material of the high strength material. In the present invention, it is assumed that the high-strength material is YS ≧ 700 MPa, and the high workability corresponds to cold pilger rolling with a cross-section reduction rate Rd ≧ 70%.
[0018]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
In the cold pilger rolling method of the present invention, it is premised that the raw tube is rolled using a mandrel made of cemented carbide. The target cemented carbide is an alloy obtained by sintering carbide powder of refractory metal such as WC, TiC, TaC, etc. using Co as a binder. WC-Co, WC-TiC-Co, WC-TiC- There is a Ta (Nb) C—Co system. Therefore, when a mandrel is produced from this cemented carbide, the hardness and strength are high up to high temperatures, and excellent breakage resistance can be exhibited.
[0019]
As described above, as a result of investigating the cause of breakage of the mandrel made of cemented carbide in cold pilger rolling, seizure occurred in the vicinity of the breakage part, and pitting occurred on the surface. There was evidence of corrosion of the material.
[0020]
In order to identify the cause of corrosion, first, the influence of Cl contained in the lubricating oil as an extreme pressure additive was investigated. Therefore, a specimen of cemented carbide was immersed in lubricating oil and examined for the presence or absence of corrosion, but by itself, corrosion did not occur in the cemented carbide.
[0021]
Next, assuming a high temperature environment accompanying the heat generation of cold rolling, when a specimen of a cemented carbide alloy was immersed in a lubricating oil heated to 250 to 350 ° C., corrosion occurred on the surface. From this investigation result, it was confirmed that the cemented carbide is corroded by a synergistic effect between a high temperature (above 250 ° C.) environment and an atmosphere environment containing Cl, and the fracture resistance is deteriorated.
[0022]
In other words, the breakage mechanism of a mandrel made of cemented carbide is as follows. In high temperature environment due to Cl contained in lubricating oil and heat generated during cold Pilger rolling, Co, which is a binder of cemented carbide, is corroded, and carbide particles such as WC fall off and surface pitting occurs. Surface roughness deteriorates, frictional heat generation increases, and seizure occurs. Thereafter, microcracks are generated on the mandrel surface, and eventually the mandrel breaks due to a decrease in the fatigue strength of the cemented carbide.
[0023]
To eliminate the cause of breakage of the cemented carbide mandrel described above, either using a lubricant containing no Cl as an extreme pressure additive, or suppressing the heat generated during cold rolling. Can be selected. By the way, the use of lubricating oil of S-type extreme pressure additive can be examined as a countermeasure against the former, but the actual lubrication performance (seizure resistance) is extremely deteriorated compared with rolling oil of Cl-based extreme pressure additive. In cold pilger rolling, it is difficult to adopt.
[0024]
Therefore, in order to prevent breakage of the cemented carbide mandrel, it was studied to reduce the amount of heat generated by cold rolling and to suppress mandrel seizure. From various examination results, paying attention to the fact that the processing calorific value is proportional to the cross-sectional area S of the rolled tube and the processing length Fd when the roll die reciprocates once, the following equations (1) to (3) It was decided to manage the processing conditions of the raw pipe using the processing exothermic index J defined by the formula.
[0025]
Where T is the wall thickness (mm), D is the outer diameter (mm), and f is the rolling feed amount when the roll die reciprocates once. (Mm) and El are rolling elongations (dimensionless number).
[0026]
J = π × T (DT) × f × El (1)
S = π × T (DT) (2)
Fd = f × El (3)
The processing heat generation index J shown in the above equation (1) is proportional to the processing heat generation amount associated with cold pilger rolling. If this J value can be controlled, the processing heat generation amount can be suppressed and controlled. Is possible. If the processing calorific value can be controlled, a high temperature (250 ° C. or higher) environment can be eliminated, and the occurrence of breakage of the cemented carbide mandrel can be suppressed accordingly.
[0027]
FIG. 1 is a graph showing the relationship between the processing heat generation index J and the tool life of a cemented carbide mandrel. The vertical axis in FIG. 1 indicates the processing length Fd (= f × El) when the roll die reciprocates once, and the horizontal axis indicates the cross-sectional area S (= π × T (DT) )), And the processing exothermic index J is changed to 20000, 30000, and 40000 (mm 3 ) as parameters.
[0028]
Regarding the tool cost of the mandrel, the cost of the cemented carbide tool is about ten times higher than the cold tool steel and the high-speed tool steel that have been used conventionally. For this reason, the mandrel tool cost cannot be reduced unless the tool life of the mandrel is improved by 10 times or more than that of cold tool steel or high-speed tool steel.
[0029]
Therefore, in FIG. 1, whether or not the tool life of the cemented carbide mandrel has been extended by 10 times or more compared to the conventional tool life is a guideline for evaluation. For this reason, in the same figure, the case where the tool life ratio of the mandrel (mandrel life made of cemented carbide / mandrel life made of high-speed tool steel) is 10 times or more is shown separately.
[0030]
From the relationship between the processing exothermic index J shown in FIG. 1 and the tool life of the cemented carbide mandrel, the tool exothermic index J is seen to be improved with a boundary of 30000 (mm 3 ), and the processing exothermic index J is 30000 ( mm 3 ) It can be seen that rolling the blank tube under processing conditions satisfying the following conditions can extend the tool life of the mandrel and reduce rolling defects due to mandrel failure (breakage).
[0031]
On the other hand, since the rolling efficiency is proportional to the processing length Fd (= f × El), increasing the processing length Fd as much as possible leads to an improvement in productivity in cold pilger rolling. Thus, rolling efficiency can be improved by reducing the sectional area S of the used tube to suppress the heat generation amount of processing and to increase the processing length Fd as much as possible. Further, if the raw tube is rolled under the condition of suppressing the processing heat generation as much as possible, it is possible to achieve both improvement in rolling efficiency and longer life of the rolling tool.
[0032]
FIG. 2 is a diagram for explaining an example of managing the processing conditions of the raw pipe using the processing heat generation
[0033]
On the other hand, the rolling elongation El can be uniquely calculated from the following equation (4), where Rd (%) is the cross-sectional reduction rate until rolling from the raw tube size to the product size.
[0034]
El = 100 / (100−Rd) (4)
If El calculated from the above equation (4) is used, the maximum rolling feed amount f that can be employed can be determined based on the Fd value. In the cold pilger rolling of the present invention, if this rolling feed amount f is employed, the rolling efficiency can be improved while ensuring the tool life of the mandrel.
[0035]
Next,
[0036]
In the hot extrusion process, since various tube-pipe production setups are assembled, an appropriate tube-pipe production set-up should be determined and a tube size that does not exceed the S value determined above may be used. . After that, the rolling elongation El is corrected based on the determined tube dimensions, and the processing length Fd (= f × El) is determined. Thereby, in the cold pilger rolling of this invention, a tool life can be extended preferentially, ensuring a predetermined rolling efficiency.
[0037]
FIG. 3 is a diagram showing the relationship between the processing exothermic index J and the mandrel tool life ratio (mandrel life made of cemented carbide / mandrel life made of high-speed tool steel). The raw tubes subjected to cold rolling were duplex stainless steel (25Cr-7Ni-3Mo-2W-N system) and general stainless steel (SUS304) as high strength materials.
[0038]
As shown in Fig. 3, the tool life ratio of the mandrel exceeds 10 and the tool cost can be reduced by rolling the blank tube under the processing conditions that satisfy the processing exothermic index J of 30000 (mm 3 ) or less. become. Further, it is desirable to manage the processing exothermic index J at 20000 (mm 3 ) or less because the tool life ratio is improved particularly when rolling a high-strength duplex stainless steel.
[0039]
The lower limit of the processing exothermic index J is determined by the processing conditions that can be employed in operation, for example, the minimum cross-section reduction rate Rd, the processing length Fd, etc. In the cold pilger rolling method of the present invention, 2800 (mm 3 ). It will be about.
[0040]
If surface cracks or seizures occur on the surface of a cemented carbide mandrel used for cold Pilger rolling, rotate the mandrel with a lathe to wrap the entire length evenly with diamond paste to obtain normal surface properties. Can be restored. If such maintenance work is carried out regularly, it is effective in improving the mandrel life.
[0041]
【Example】
The management example of the processing conditions of the raw pipe by the cold pilger rolling method of this invention and its effect are demonstrated based on an Example. In this example, a cemented carbide mandrel was used with a high-strength material (YS ≧ 700 MPa) duplex stainless steel (25Cr-7Ni-3Mo-2W-N system) piped by hot extrusion as a base pipe. Then, cold pilger rolling was performed at a high workability (Rd: 68.4 to 78.8%). The cemented carbide from which the mandrel was produced was a WC-Co system in which WC: Co was 85:15 by mass%.
[0042]
In this example, when rolling to the same product size, differences in processing conditions by changing the dimensions of the raw tube used are compared, and the results are shown in Table 1.
[0043]
[Table 1]
In the example of the present invention, by reducing the size of the pipe used, the cross-sectional area S of the pipe is lowered and the processing heat generation index J is reduced. As a result, the tool life of the mandrel can be remarkably extended, and at the same time, the processing length Fd can be increased and the rolling efficiency can be improved.
[0045]
Regarding the reduction of the tool cost, as described above, the cemented carbide has a tool cost about 10 times higher than that of cold tool steel or high-speed tool steel, and the reduction effect will not appear unless the life is improved by 10 times or more. Normally, when a mandrel made of high-speed tool steel is applied, the tool life is about 3 km under the conventional processing conditions.
[0046]
Therefore, the tool life of the conventional example is only about 10 times, and it is possible to improve the productivity drop and the product defect rate due to the tool failure, but the effect of reducing the tool cost is not exhibited. On the other hand, in the example of the present invention, the tool life is remarkably improved by about 27 times, and it can be seen that the effect of reducing the tool cost was also achieved.
[0047]
【The invention's effect】
According to the cold pilger rolling method of the present invention, when a high strength material is cold-rolled at a high workability using a mandrel made of cemented carbide, the mandrel tool is secured while improving the rolling efficiency. The lifetime can be extended significantly. This makes it possible to improve productivity in cold pilger rolling, reduce the rolling defect rate, and greatly reduce tool costs.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a graph showing a relationship between a processing heat generation index J and a tool life of a cemented carbide mandrel.
FIG. 2 is a diagram for explaining an example of managing the processing conditions of a raw pipe using a processing heat generation index J.
FIG. 3 is a graph showing a relationship between a processing heat generation index J and a mandrel tool life ratio (mandrel life made of cemented carbide / mandrel life made of high-speed tool steel).
Claims (6)
Ｊ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ）×ｆ×Ｅｌ ・・・ (1)
Ｓ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ） ・・・ (2)
Ｆd＝ｆ×Ｅｌ ・・・ (3)
但し、Ｔ：素管肉厚（mm）、Ｄ：素管外径（mm）、ｆ：圧延送り量（mm）
およびＥｌ：圧延伸びとするA cold pilger rolling method for rolling a tube using a mandrel made of cemented carbide, and processing the tube using a processing exothermic index J defined by the following equations (1) to (3) A cold pilger rolling method characterized by managing conditions.
J = π × T (DT) × f × El (1)
S = π × T (DT) (2)
Fd = f × El (3)
However, T: Raw pipe wall thickness (mm), D: Raw pipe outer diameter (mm), f: Rolling feed amount (mm)
And El: rolling elongation
Ｊ ＝π×Ｔ（Ｄ−Ｔ）×ｆ×Ｅｌ ・・・ (1)
但し、Ｔ：素管肉厚（mm）、Ｄ：素管外径（mm）、ｆ：圧延送り量（mm）
およびＥｌ：圧延伸びとするA cold pilger rolling method in which a blank tube is rolled using a mandrel made of cemented carbide, and the processing conditions satisfying a processing exothermic index J defined by the following formula (1) of 30000 (mm 3 ) or less. A cold pilger rolling method characterized by rolling an element tube with
J = π × T (DT) × f × El (1)
However, T: Raw pipe wall thickness (mm), D: Raw pipe outer diameter (mm), f: Rolling feed amount (mm)
And El: rolling elongation
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