JP4192970B2 - 金属管の冷間圧延方法 - Google Patents

Description

本発明は、ピルガー圧延による金属管の冷間圧延方法に関し、さらに詳しくは、ピルガー圧延による最終仕上後の寸法精度、特に管内面の寸法形状（真円度）および平面性状に優れ、管内面側の渦流探傷に際し十分に大きいＳ／Ｎ比を得ることができる金属管の冷間圧延方法に関するものである。

通常、金属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とから、高強度材で難加工性の素管を用いた金属管の製造では、一般的にピルガーミル（ピルガー圧延）による冷間圧延法が用いられる。

図１は、ピルガー圧延に用いられる一対のロールダイスの全体構成を説明する図である。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配置し、ロールダイスの間に先端に向かって径が小さくなるテーパーを有するマンドレルが備えられる。ロールダイス１０は、その周面に孔型１１が形成され、軸心に設けられた回転軸により、ロールスタンド１２に支持される。回転軸の一端には回転径がロールダイス１０の外径とほぼ同等のピニオンギア１３が、水平なラックギア１４に噛み合った状態で設けられる。

ロールダイス１０は、ピニオンギア１３を介して矢印Ａ方向に往復移動するラックギア１４の駆動にともない矢印Ｂ方向に往復回転する。このとき、ロールダイス１０の周面に形成された孔型１１は、ロールダイス１０の往復回転にともなって被加工材となる素管を圧延する。

図２は、ピルガー圧延により素管を圧延する方法を説明するために、ロールダイスの孔型を展開した図である。同図において、ロールダイス１０の孔型底１１ｅが素管１を圧下しつつ、ロールダイスの上死点Ｓａから下死点Ｓｂに至る全長に亘り展開した状態を示している。

ロールダイス１０の周面に形成された孔型１１は、断面形状が長径側を孔型の幅方向とする略楕円形からなり、加工開始点ａから加工終了点ｂに向かって孔型径が連続的に小さくなる加工部１１ａと、それに続く加工終了点ｂから仕上終了点ｃまで孔型径が等しい仕上部１１ｂとからなり、これらの加工部１１ａおよび仕上部１１ｂの両端に上死点Ｓａ側に逃げ部１１ｄおよび下死点Ｓｂ側に逃げ部１１ｃが形成される。

一対のロールダイス１０の間には、先端に向かって外径が小さくなるように加工部２１および仕上部２２を有するマンドレル２０が設けられ、加工部２１はテーパーθ１からなり、仕上部２２はテーパーθ２からなる。このマンドレル２０の加工部２１および仕上部２２は、孔型１１の加工部１１ａおよび仕上部１１ｂの移動領域に対向させて配置される。

一方、被加工材である素管１には、ロールダイス１０が往復回転する間（１パス当たり）に所定の送り量が加えられるとともに、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。すなわち、ロールダイス１０に設けられた孔型１１の加工部１１ａと、マンドレル２０の加工部２１との間で縮径および減肉の加工が施こされ、その後孔型１１の仕上部１１ｂとマンドレル２０の仕上部２２とで仕上加工される。このとき、冷間圧延された素管１は、圧延伸びと圧延送り量に応じて伸管され、目標の成品寸法に最終仕上圧延される。

ピルガー圧延による冷間圧延は、上記図１、２に示す圧延機構で構成されていることから、被加工材に高加工度を負荷することが可能になり、前述の通り、冷間引抜法に比べ高加工度で素管を冷間加工できる。通常、ピルガー圧延による冷間圧延では、生産性を確保しつつ高加工度を負荷するため、素管の送り量Ｆは比較的大きい条件、例えば、１パス当たり４ｍｍ程度で、断面リダクション率（以下、「断面Ｒｄ」という）を７０〜９０％の範囲としていた。また、一般的な技術認識として、内径リダクション率（以下、「内径Ｒｄ」という）の管理は不要とされていた。

図３は、ロールダイスの孔型設計に用いられるロールモデルを示す図である。同図では、ロールダイス１０の孔型底１１ｅが、マンドレル２０によって内面を保持された素管１を圧下した状態を示している。このロールダイスの孔型設計において、ピルガー圧延による最終仕上後の寸法精度に及ぼす要因として、図３に示す孔型径Ｄｘとサイドリリーフ量Ｆｘが管理される。

ピルガー圧延による冷間圧延において、孔型径Ｄｘはパススケジュールに応じて選択され、サイドリリーフ量Ｆｘは、管外面に発生するひれ状突起、いわゆるオーバーフィルを防止するため、一般的にその比率が２％程度になるように設計される。また、使用するマンドレルの基本テーパー、すなわち加工部のテーパーθ１および仕上部のテーパーθ２は０．３°とされ、マンドレル加工部と仕上部の境界が加工終了点となるように設計される。

ところが、ピルガー圧延による冷間圧延では、高加工度で素管を冷間加工できるだけでなく、加工された金属管の用途に応じた寸法精度や平面性状を要求されるようになる。このため、従来から種々の装置を用いて、冷間圧延された金属管の寸法精度等を向上させることが提案されている。

例えば、特許文献１では、ロールダイに設けられている加工管ガイドに続いて加工管の押込み整形用ダイを設けたコールドピルガーミルを提案している。この整形用ダイは、加工管の通過径路からわずかに偏心しても、軸直角方向に変位可能であり自動的に修正され、また回転可能であることから、加工管と共に回転して加工管の回転に支障はない構造となっている。このため、コールドピルガーミルによる圧延加工に、提案の押込み整形ダイを組合せることにより、引抜き加工を行わなくても同程度の良好な精度で管を加工できるとしている。

また、特許文献２では、冷間圧延時の定常温度まで予め低周波のインダクションヒーターを用いて加熱した圧延ロールを使用する冷間圧延方法を提案している。すなわち、圧延ロールが冷間加工時の定常温度になるように、インライン組み込みから圧延開始までに自然冷却する温度を予知し、定常温度以上に予めオフラインで加熱して圧延する方法であり、ダイスの寸法変化がなく被圧延材の寸法変化もなくすことができることから、寸法精度の優れた管を得ることができる。

しかしながら、特許文献１、２で提案されるコールドピルガーミルや冷間圧延方法では、新たな押込み整形装置やインダクション加熱装置を必要とするものである。このため、これらをピルガー圧延による冷間圧延に適用することによって、所定の寸法精度を確保できるものの、新たな設備改造が必要となり、冷間圧延された金属管の製造コストを増加させる要因となる。

実開平０６―１９９０２号公報 特開２００１―１０５００９号公報

ピルガー圧延による冷間圧延で仕上加工される金属管として、原子力発電プラント用の蒸気発生管（ＳＧ管）がある。この蒸気発生管は、仕上外径が２３ｍｍ以下と小径管であることから、ドローベンチによる冷間引抜法によって仕上加工を行うこともできるが、引抜き時にスリップやスティックが発生し易く、加工不良による製品歩留まりが低下するという問題がある。このため、蒸気発生管はピルガー圧延による冷間圧延によって、効率的に製造することが必要になる。

図４は、原子力発電プラント用の蒸気発生管の定期検査に適用される内面渦流探傷のモデル構成を示す図である。上記蒸気発生管では、図４に示すような渦流探傷装置２（プローブ２ａおよびコイル２ｂで構成）を管内面に走行させ、管内面での欠陥の有無を定期的に検査されるが、内面渦流探傷時に管内面の平面性状が悪化し、例えば、内面に凹凸形成があるとそれがノイズとなり、本質的な欠陥信号がノイズ中に隠れてしまい、有害な欠陥を見落とす懸念がある。

そのため、内面渦流探傷に際し、Ｓ／Ｎ比（人工欠陥の信号とノイズ信号の比）が大きい条件、すなわち、ノイズ信号の小さい条件で探傷すれば、本質的な欠陥信号が確実に検出することができ、有害な欠陥を見落とすことがない。その目安として、上記図４に示すように、リファレンス管３に０．６６ｍｍφの貫通ドリルホール３ａを設けて、これを欠陥信号とした場合に、Ｓ／Ｎ比を１５以上とすることが必要になる。

ピルガー圧延による冷間圧延された金属管の内面渦流探傷におけるノイズの発生に関し、本発明者らが詳細に調査、検討した結果、次の第１および第２の要因によって発生する管長手方向の寸法変化が、ノイズの原因であることが明らかになる。

第１の要因は、前記図１、２に示す装置構成で説明したように、ピルガー圧延による冷間圧延では、間歇的なロールダイスの往復運動で素管を圧延するため、管長手方向の内面に一定のピッチでノコ刃状の微小凹凸が形成され、この凹凸により内面渦流探傷の際にＳ／Ｎ比が劣化する。

図５は、ピルガー圧延による冷間圧延で管内面に形成されるノコ刃状の微小凹凸を模式的に示す図である。ノコ刃状の微小凹凸４は、間歇的なロールダイスの往復運動に基づくものであるから、ロールダイスの往復ピッチに応じて発生することになる。このため、高いＳ／Ｎ比を確保するには、管内面に形成される凹凸を小さくし、またはなくすことが必要になる。

第２の要因は、同様に前記図１、２を用いて説明したように、ピルガー圧延による冷間圧延では、被圧延材である素管が管周方向に回転されながら送られて圧延されるため、管内面が楕円形状となり、その楕円形状が管長手方向の全長に亘り螺旋状に推移する。このように、管内面が楕円形状になることにより、内面渦流探傷の際にＳ／Ｎ比が劣化する。この場合には、Ｓ／Ｎ比を大きくするには、管をより真円に近い形状にすることが必要になる。

上述の通り、ピルガー圧延による冷間圧延された金属管のＳ／Ｎ比を大きくするには、管内面に形成されるノコ刃状の微小凹凸を抑制すること、および真円を確保することが必要になる。このためには、途中工程までピルガー圧延による冷間圧延を行い、最終仕上加工で冷間引抜き加工を施すことができるが、冷間引抜き時に潤滑性能に起因するスリップやスティックが発生し易く、加工不良が増加することがある。また、特許文献１で提案の押込み整形装置も検討できるが、新たな設備改造や製造コストを増加等の問題もある。

本発明は、上述した問題に鑑みてなされたものであり、新たな設備装置を必要とすることなく、さらに製品歩留まりの低下や製造コストの増加を生じることなく、ピルガー圧延による最終仕上後の寸法精度、特に管内面の寸法形状および平面性状に優れ、内面渦流探傷に際し十分に大きいＳ／Ｎ比を得ることができる金属管の冷間圧延方法を提供することを目的としている。

そこで、本発明者らは、上記課題を解決するため、工具形状（ロールダイス、マンドレル）およびパススケジュールの条件について種々の検討を加えた結果、ピルガー圧延による最終仕上後の管内面の寸法形状（真円度）を保持し、優れた平面性状を確保するには、これらを管内面の楕円形状を抑制する条件、および管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制する条件に識別することができ、それぞれの最適化を図ることが有効であることに着目した。

具体的には、管内面の楕円形状を抑制する条件として、ロールダイスのサイドリリーフ率ＳＲの最適化が必須であり、管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制する条件として、内径Ｒｄの低減、送り量Ｆの適正化、さらにはマンドレルにおける加工部および仕上部の低テーパー化があることを知見した。

本発明は上記知見に基づいて完成されたものであり、下記（１）および（２）の金属管の冷間圧延方法を要旨としている。
（１）孔型径Ｄｘおよびサイドリリーフ量Ｆｘで構成される孔型からなる一対のロールダイスを用い、そのロールダイスの間にマンドレルを備えたピルガー圧延による冷間圧延方法において、前記ロールダイスの下記（１）式で表されるサイドリリーフ率ＳＲを０．５〜１．０％の範囲とし、パススケジュールとして下記（２）式で示される断面Ｒｄを７０〜９０％とし、かつ下記（３）式で示される内径Ｒｄを２５〜４０％とし、さらに被加工材の送り量（１パス当たり）を１．０〜３．０ｍｍとして最終仕上圧延することを特徴とする金属管の冷間圧延方法である。
ＳＲ（％）＝｛（２×Ｆｘ）／（２×Ｆｘ＋Ｄｘ）｝×１００ ・・・（１）
断面Ｒｄ（％）＝｛１−（加工後の断面積／加工前の断面積）｝×１００ ・・・（２）
内径Ｒｄ（％）＝｛１−（加工後の内径／加工前の内径）｝×１００ ・・・（３）
（２）上記（１）の金属管の冷間圧延方法では、前記マンドレルにおける加工部のテーパーθ１を０．２°以下とし、同マンドレルにおける仕上部のテーパーθ２を０．１°以下として最終仕上圧延するのが望ましい。

本発明の金属管の冷間圧延方法によれば、ロールダイスのサイドリリーフ率ＳＲ、パススケジュールとして断面Ｒｄ、内径Ｒｄ、および被加工材の送り量Ｆを最適化することにより、さらにマンドレルにおける加工部のテーパーθ１および仕上部のテーパーθ２を適正に選択することにより、新たな設備装置を必要とすることなく、さらに製品歩留まりの低下や製造コストの増加を生じることなく、ピルガー圧延による最終仕上後の管内面の寸法形状（真円形状）を保持し、優れた平面性状を確保することができる。これにより、原子力発電プラント用の蒸気発生管の内面渦流探傷に際し、十分に大きいＳ／Ｎ比を保証することができる。

本発明の冷間圧延方法では、ピルガー圧延による最終仕上後の管内面の寸法形状（真円度）を保持し、優れた平面性状を確保するため、管内面の楕円形状を抑制する条件、および管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制する条件毎に要因を区分して、それぞれの要因の最適化を図ることを特徴としている。以下に、その内容を説明する。
（管内面の楕円形状を抑制する条件）
管内面の楕円形状を抑制できる条件としては、ロールダイスのサイドリリーフ率ＳＲの最適化がある。本発明で規定するサイドリリーフ率ＳＲは、前記図３に示すように、孔型径Ｄｘおよびサイドリリーフ量Ｆｘとした場合に、下記（１）で表され、その範囲を０．５〜１．０％とする必要がある。

サイドリリーフ率ＳＲが０．５％未満であると、管外面にひれ状の突起が発生し、いわゆるオーバーフィルを起こし、冷間圧延を行うことができない。一方、サイドリリーフ率ＳＲが１．０％を超えるようになると、管内面の楕円形状が顕著となりＳ／Ｎ比が劣化する。

ＳＲ（％）＝｛（２×Ｆｘ）／（２×Ｆｘ＋Ｄｘ）｝×１００ ・・・ （１）
本発明で規定するサイドリリーフ率ＳＲは、少なくともロールダイスの最終圧延部に相当する位置、すなわち、前記図２に示す加工終了点ｂにおける孔型形状（Ｄｘ、Ｆｘ）によって算出されるものであればよい。その他のロールダイスの加工範囲では特に規定しないが、サイドリリーフ率ＳＲを０．５〜１．０％とするのが望ましい。
（管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制する条件）
管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制する条件として、下記（３）式で示す内径Ｒｄを２５〜４０％とする必要がある。このとき、ピルガー圧延による冷間圧延で加工度を確保するため、下記（２）式で示す断面Ｒｄを７０〜９０％とすることが前提となる。
断面Ｒｄ（％）＝｛１−（加工後の断面積／加工前の断面積）｝×１００ ・・・（２）
内径Ｒｄ（％）＝｛１−（加工後の内径／加工前の内径）｝×１００ ・・・（３）
すなわち、本発明の冷間圧延方法では、断面Ｒｄを高加工度にすると同時に、内径Ｒｄを低減することが必要となる。ロールダイスの往復運動による管内面へのノコ刃状の凹凸の転写は、素管の内径圧下の影響を受けることから、内径Ｒｄの低減により、ノイズの原因となる管内面へのノコ刃状の凹凸の転写を軽減し、微小凹凸の形成を抑制する。これにより、仕上圧延後の管内面のＳ／Ｎ比を大きくすることができる。

このためには、内径Ｒｄを４０％以下に低減する必要があるが、パススケジュールの設計において、断面Ｒｄを７０〜９０％と高加工度で維持したまま、内径Ｒｄをさらに低減するには限界があると同時に、内径Ｒｄの低減にともない圧延された管の真円度が悪くなる傾向があるため、その下限を２５％とした。望ましい内径Ｒｄの範囲は、３０〜３８％である。

次に、管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制する条件として、被加工材の送り量Ｆ（１パス当たり）を適正にすることが必要になる。被加工材の送り量Ｆを低減すると、管内面への微小凹凸の形成を抑制することができるが、生産性が低下し生産ベースとならない。一方、送り量Ｆを増加すると、生産性を向上させることができるが、管内面に形成される微小凹凸が大きくなり、Ｓ／Ｎ比が小さくなる。そのため、本発明の冷間圧延方法では、被加工材の送り量Ｆを１．０〜３．０ｍｍとした。さらに、望ましい送り量は１．０〜２．５ｍｍである。

さらに、管内面のノコ刃状の微小凹凸を抑制するには、マンドレルにおける加工部のテーパーθ１を０．２°以下とし、同マンドレルにおける仕上部のテーパーθ２を０．１°以下とするのが望ましい。前記図２に示すように、マンドレルの加工部および仕上部が連続してテーパーを有している場合には、ロールダイスの往復圧延毎に管内面へのノコ刃状の凹凸の転写が行われるが、それぞれテーパーを小さくするほど、微小凹凸の形成が抑制され、高Ｓ／Ｎ比が得られるためである。

本発明の冷間圧延方法では、マンドレルの加工部テーパーθ１と仕上部テーパーθ２の下限は０°とするが、加工部テーパーθ１については、素管の縮径加工の際にマンドレルの加工部の形状に沿って加工することにより高寸法精度が確保できることから、テーパー形状を維持するのが好適である。このため、加工部テーパーθ１の下限を０．１°とするのがさらに望ましい。

一方、仕上部テーパーθ２についても、若干のテーパー形状にすれば、圧延加工後の管内面がマンドレルと接触し焼きつき疵やすり疵を発生するのを防止するのに有効である。このため、仕上部テーパーθ２の下限を０．０１°とするのがさらに望ましい。

（実施例１）
実施例１では、最終仕上圧延でサイドリリーフ率ＳＲを変更したロールダイスを用い、従来の断面Ｒｄ（８０％程度）を確保したまま、内径Ｒｄを変化させた場合のＳ／Ｎ比を調査した。供試材としてＪＩＳ規格のＮＣＦ６９０ＴＢ相当鋼（３０Ｃｒ−６０Ｎｉ）のビレットを準備し、熱間押出にて外径５５ｍｍ×内径３２ｍｍに製管した後、外面研磨を施し外径５４．７５ｍｍ×内径３２ｍｍのピルガー圧延用素管を加工した。

本発明方法（試験Ｎｏ．１、２）のパススケジュールとして、得られた素管を一次圧延して外径２３ｍｍ×内径１６．４ｍｍの途中素管に加工した。このときの内径Ｒｄは４８．８％、断面Ｒｄは８６．８％であった。

その後の最終仕上圧延では、サイドリリーフ率ＳＲを０％、０．５％、１．０％、１．５％および２．０％（５種）に変更したロールダイスと、加工部テーパーθ１および仕上部テーパーθ２を変化させたマンドレルを用い、外径１２．８５ｍｍ×内径１０．６７ｍｍの金属管を仕上加工した。最終仕上圧延での断面Ｒｄ、内径Ｒｄ、マンドレルの加工部テーパーθ１および仕上部テーパーθ２、並びに送り量Ｆを表１に示す。

従来方法（試験Ｎｏ．３）のパススケジュールとして、得られた素管を一次圧延して外径２５ｍｍ×内径１９ｍｍの途中素管を加工した。このときの内径Ｒｄは４０．６％、断面Ｒｄは８６．６％であった。

同様に、最終仕上圧延では、サイドリリーフ率ＳＲを０％、０．５％、１．０％、１．５％および２．０％（５種）に変更したロールダイスを用い、外径１２．８５ｍｍ×内径１０．６７ｍｍの金属管を仕上加工した。最終仕上圧延での断面Ｒｄ、内径Ｒｄ、マンドレルの加工部テーパーθ１および仕上部テーパーθ２、並びに送り量Ｆを表１に示す。ただし、サイドリリーフ率ＳＲを０％として場合には、いずれもオーバーフィルを起こし、冷間圧延を行うことができなかった。

表１に示す条件で最終仕上圧延された金属管の内面を、周波数７５０ｋＨｚ、自己比較型の条件で渦流探傷し、０．６６ｍｍφの貫通ドリルホールを基準の人工欠陥として、それぞれのＳ／Ｎ比を調査した。

図６は、実施例１で調査したＳ／Ｎ比の結果を示す図である。実施例１では、送り量Ｆを２．５ｍｍと比較的低速にしたが（従来では４ｍｍ）、従来方法（試験Ｎｏ．３）のパススケジュールでは、サイドリリーフ率ＳＲに関係なくＳ／Ｎ比が１５未満であったが、本発明方法（試験Ｎｏ．１、２）のパススケジュールでは、高い断面Ｒｄを確保したままで内径Ｒｄを低減することにより、より高いＳ／Ｎ比が得られることが確認された。

本発明方法（試験Ｎｏ．１、２）のパススケジュールによれば、サイドリリーフ率ＳＲを０．５〜１．０％の範囲とすることにより、Ｓ／Ｎ比を１５以上とすることができる。さらに、本発明方法のうち試験Ｎｏ．２では、マンドレルの加工部テーパーθ１および仕上部テーパーθ２を小さくすることにより、より高いＳ／Ｎ比を得ることができる。
（実施例２）
実施例２では、最終仕上圧延でマンドレルの加工部テーパーθ１を変化させるとともに、送り量Ｆを種々変更させた場合のＳ／Ｎ比を調査した。実施例１と同様に、供試材としてＪＩＳ規格のＮＣＦ６９０ＴＢ相当鋼（３０Ｃｒ−６０Ｎｉ）のビレットから外径５５ｍｍ×内径３２ｍｍに熱間押出した後、外面研磨を施し外径５４．７５ｍｍ×内径３２ｍｍのピルガー圧延用素管を加工した。

実施例２（試験Ｎｏ．４、５）でのパススケジュールは、実施例１の本発明方法（試験Ｎｏ．１、２）と同様とし、一次圧延により外径２３ｍｍ×内径１６．４ｍｍの途中素管を加工した（内径Ｒｄは４８．８％、断面Ｒｄは８６．８％）。

最終仕上圧延では、サイドリリーフ率ＳＲを０．５％としたロールダイスと、加工部テーパーθ１を変化させたマンドレルを用い、送り量Ｆを１．５ｍｍ、２．０ｍｍ、２．５ｍｍ、３．０ｍｍおよび３．５ｍｍ（５種）に変更して、外径１２．８５ｍｍ×内径１０．６７ｍｍの金属管を仕上加工した。最終仕上圧延でのサイドリリーフ率ＳＲ、断面Ｒｄ、内径Ｒｄ、マンドレルの加工部テーパーθ１および仕上部テーパーθ２、並びに送り量Ｆを表２に示す。

表２に示す条件で最終仕上圧延された金属管の内面を、実施例１の場合と同様に、周波数７５０ｋＨｚ、自己比較型の条件で渦流探傷し、０．６６ｍｍφの貫通ドリルホールを基準の人工欠陥として、それぞれのＳ／Ｎ比を調査した。

図７は、実施例２で調査したＳ／Ｎ比の結果を示す図である。同図の結果から明らかなように、内径Ｒｄが３４．９％のパススケジュールで圧延することにより、送り量Ｆが３．０ｍｍ以下であれば、Ｓ／Ｎ比が１５を超え高い水準を維持できる。したがって、本発明のパススケジュールでは、生産性を維持しつつ高いＳ／Ｎ比を確保するため、送り量Ｆを１．０〜３．０ｍｍとした。

さらに、図７に示す結果から、マンドレルの加工部テーパーθ１を小さくすることにより、より高いＳ／Ｎ比が得られることが確認できた。
（実施例３）
実施例３では、最終仕上圧延でマンドレルの加工部テーパーθ１と仕上部テーパーθ２とをそれぞれに変更させた場合のＳ／Ｎ比を調査した。実施例１と同様に、供試材としてＪＩＳ規格のＮＣＦ６９０ＴＢ相当鋼（３０Ｃｒ−６０Ｎｉ）のビレットから外径５５ｍｍ×内径３２ｍｍに熱間押出した後、外面研磨を施し外径５４．７５ｍｍ×内径３２ｍｍのピルガー圧延用素管を加工した。

実施例３（試験Ｎｏ．６）のパススケジュールは、実施例１の本発明方法（試験Ｎｏ．１、２）と同様とし、一次圧延により外径２３ｍｍ×内径１６．４ｍｍの途中素管を加工し（内径Ｒｄは４８．８％、断面Ｒｄは８６．８％）、最終仕上圧延では、加工部テーパーθ１を０．１°〜０．３°（４種）および仕上部テーパーθ２を０．０１°〜０．３°（４種）に変更させたマンドレルを用い、外径１２．８５ｍｍ×内径１０．６７ｍｍの金属管を仕上加工した。最終仕上圧延でのサイドリリーフ率ＳＲ、断面Ｒｄ、内径Ｒｄ、マンドレルの加工部テーパーθ１および仕上部テーパーθ２、並びに送り量Ｆを表３に示す。

表３に示す条件で最終仕上圧延された金属管の内面を、実施例１の場合と同様に、周波数７５０ｋＨｚ、自己比較型の条件で渦流探傷し、０．６６ｍｍφの貫通ドリルホールを基準の人工欠陥として、それぞれのＳ／Ｎ比を調査した。その調査結果を表４に示す。

表４に示す結果から、本発明で規定する孔型形状（サイドリリーフ率ＳＲが０．５％）およびパススケジュール（内径Ｒｄが３４．９％）を満足する場合には、従来から用いられていた加工部テーパーθ１が０．３°および仕上部テーパーθ２が０．３°のマンドレルを用いても、Ｓ／Ｎ比が１５以上と高水準であった。

さらに、それぞれテーパーを小さくするほど、高いＳ／Ｎ比が得られることから、加工部テーパーθ１を０．２°以下とし、仕上部テーパーθ２を０．１°以下とするのが望ましいことを確認した。

本発明の金属管の冷間圧延方法によれば、ロールダイスのサイドリリーフ率ＳＲ、パススケジュールとして断面Ｒｄ、内径Ｒｄ、および被加工材の送り量Ｆを最適化することにより、さらにマンドレルにおける加工部のテーパーθ１および仕上部のテーパーθ２を適正に選択することにより、新たな設備装置を必要とすることなく、さらに製品歩留まりの低下や製造コストの増加を生じることなく、ピルガー圧延による最終仕上後の管内面の寸法形状（真円形状）を保持し、優れた平面性状を確保することができる。これにより、内面渦流探傷に際し大きいＳ／Ｎ比を発揮する蒸気発生管の製造に広く適用することができる。

ピルガー圧延に用いられる一対のロールダイスの全体構成を説明する図である。 ピルガー圧延により素管を圧延する方法を説明するために、ロールダイスの孔型を展開した図である。 ロールダイスの孔型設計に用いられるロールモデルを示す図である。 原子力発電プラント用の蒸気発生管の定期検査に適用される内面渦流探傷のモデル構成を示す図である。 ピルガー圧延による冷間圧延で管内面に形成されるノコ刃状の微小凹凸を模式的に示す図である。 実施例１で調査したＳ／Ｎ比の結果を示す図である。 実施例２で調査したＳ／Ｎ比の結果を示す図である。

符号の説明

１：素管、 ２：内面渦流探傷装置
３：リファレンス管、 ４：ノコ刃状の微小凹凸
１０：ロールダイス、 １１：孔型
１２：ロールスタンド、 １３：ピニオンギア
１４：ラックギア
２０：マンドレル、 ２１：マンドレル加工部
２２：マンドレル仕上部

Claims (2)

1. 孔型径Ｄｘおよびサイドリリーフ量Ｆｘで構成される孔型からなる一対のロールダイスを用い、そのロールダイスの間にマンドレルを備えたピルガー圧延による冷間圧延方法において、
   前記ロールダイスの下記（１）式で表されるサイドリリーフ率ＳＲを０．５〜１．０％の範囲とし、
   パススケジュールとして下記（２）式で示される断面リダクション率を７０〜９０％とし、かつ下記（３）式で示される内径リダクション率を２５〜４０％とし、
   さらに被加工材の送り量（１パス当たり）を１．０〜３．０ｍｍとして最終仕上圧延することを特徴とする金属管の冷間圧延方法。
   ＳＲ（％）＝｛（２×Ｆｘ）／（２×Ｆｘ＋Ｄｘ）｝×１００ ・・・ （１）
   断面リダクション率（％）＝｛１−（加工後の断面積／加工前の断面積）｝×１００
   ・・・ （２）
   内径リダクション率（％）＝｛１−（加工後の内径／加工前の内径）｝×１００
   ・・・ （３）
2. 前記マンドレルにおける加工部のテーパーθ１を０．２°以下とし、同マンドレルにおける仕上部のテーパーθ２を０．１°以下として最終仕上圧延することを特徴とする請求項１に記載の金属管の冷間圧延方法。
   

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