JP4359783B2

JP4359783B2 - 継目無鋼管の製造方法

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Publication number: JP4359783B2
Application number: JP2006513927A
Authority: JP
Inventors: 紘嗣中池; 哲也中西; 順司中田
Original assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Current assignee: Sumitomo Metal Industries Ltd
Priority date: 2004-05-28
Filing date: 2005-05-26
Publication date: 2009-11-04
Anticipated expiration: 2025-05-26
Also published as: EP1757376A1; EP1757376A4; DE602005011281D1; JPWO2005115650A1; EP1757376B1; WO2005115650A1; EP1757376B2; US20070062238A1; US7325429B2

Description

本発明は、継目無鋼管の製造方法に関する。詳しくは、質量％で、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含む高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法であって、前記継目無鋼管を、内面疵の発生が少なく、しかも、効率的に製造する方法に関する。

油井やガス井用、各種プラント用、或いは建設構造用として、質量％で、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含有する高Ｃｒ継目無鋼管が採用されることが多くなっている。

ところで、最近の高Ｃｒ継目無鋼管の穿孔圧延には傾斜ロール式穿孔機（以下、「ピアサー」ともいう）よる穿孔圧延方式の採用が多くなっている。具体的には、丸断面の中実素材（以下、「丸ビレット」または、単に「ビレット」という。）からピアサーによって中空素管を製造し、この素管をマンドレルミル、プラグミル、アッセルミル、プッシュベンチなどの延伸圧延機で圧延して肉厚を減じた後、ストレッチレデューサーやサイザーなどの定径圧延機で外径を絞ることが行われている。

しかしながら、高Ｃｒ鋼の熱間加工性はいわゆる「普通鋼」のそれに比べて低いため、ピアサーで穿孔圧延した場合、素管の内面に欠陥が発生しやすい。この素管内面における欠陥の代表的なものとしては、「中被れ疵」と呼ばれるものがあり、「内面ヘゲ疵」や「ラップ疵」と称されることもある。

なお、鋼管の内面欠陥は、ビレット自体の内面欠陥及び／又は熱間加工性に起因する欠陥、つまり、「材料起因疵」と、製管に用いる穿孔プラグやバーなど内面工具の表面欠陥及び／又は製管条件などに起因する欠陥、つまり、「機械起因疵」とに大別される。この分類によれば、前者の「材料起因疵」は主に穿孔圧延段階で発生するもので、その中でも中被れ疵が主たるものとされている。

鋼管の内面欠陥を除去するためには、製管後の鋼管を別工程で手入れしたり、疵のある部分を切断して削除するなどの多大な工数が必要であり、生産効率が著しく低下してしまう。更に、深い疵の場合は、鋼管自体を廃棄することとなり、歩留りが悪くなってしまう。

このため、特許文献１〜６に、鋼管の内面欠陥に直結する穿孔圧延段階での内面欠陥の発生を抑制するための技術が提案されている。

特許文献１には、鋼中の不純物元素であるＰ及びＳの含有量を極めて低く抑えることによって素材の熱間加工性を高め、ピアサーによる穿孔圧延時の中被れ疵を抑制する技術が開示されている。

特許文献２には、素材であるビレットの加熱温度を低くするとともにピアサーによる穿孔圧延時の平均歪速度を小さくして加工発熱に伴う温度上昇を抑えることでδ−フェライトの生成を抑制し、これによって中被れ疵の発生を防止する技術が開示されている。

特許文献３には、特定の合金成分の含有量を規定するとともに、焼鈍加熱時間を管理し、更に、穿孔加熱温度を１２００℃以下の低温とすることによって、熱間加工時の組織を改善するマルテンサイト系継目無鋼管の製造方法が開示されている。

特許文献４には、ディスクロール型ガイドシューを有するピアサーで穿孔圧延する場合に、素材直径、傾斜ロールによる素材のグリップ開始位置からプラグ先端までの距離、プラグ先端位置でのガイドシュー間隔、肉厚決定位置での傾斜ロール間隔及び前記位置でのガイドシュー間隔を調整して穿孔圧延する技術が開示されている。

特許文献５には、Ｃｒの含有量、不純物元素としてのＳ及びＰの含有量、並びに、高Ｃｒ鋼に添加される元素の含有量を規定するとともに、鋳片又は鋼片の均熱時間、圧延素材の均熱時間及び製管時の加熱時間を調整することによって、熱間加工時の組織を改善し、内面欠陥の発生を防止する高Ｃｒ系継目無鋼管の製造方法が開示されている。

特許文献６には、特定の合金成分の含有量を規定するとともに、穿孔圧延時の交叉角及び傾斜角を調整することによって、熱間加工時の組織を改善し、内面欠陥の発生を防止するマルテンサイト系ステンレス継目無鋼管の製造方法が開示されている。

特開昭５９−２０８０５５号公報特開昭６３−２８１７０５号公報特開平４−２２４６５９号公報特開平５−６９０１１号公報特開２００３−３２１２号公報特開２００４−４３９３５号公報

前述の特許文献１〜６で提案された技術を適用しても、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含む高Ｃｒ継目無鋼管の場合には、必ずしも、穿孔圧延段階での内面欠陥の発生が抑制されるというものではなかった。

すなわち、前述の特許文献１で提案された技術は、ピアサーによる穿孔圧延の条件が何ら規定されておらず、このため、Ｐ及びＳの含有量の低い素材を用いた場合であっても、必ずしも中被れ疵の発生が抑制されるというものではなかった。

特許文献２で提案された技術は、ピアサーによる穿孔圧延の条件が規定されてはいるものの、単にδ−フェライトの生成を抑制する目的から平均歪速度を小さくするだけのものでしかなく、このため、上記特許文献１の場合と同様に、必ずしも中被れ疵の発生が抑制されるというものではなかった。

特許文献３で提案された技術は、継目無鋼管の圧延工程は「慣用手段を採用すればよい」と記載されているように、ピアサーによる穿孔圧延の条件を規定するものではない。このため、中被れ疵の発生を避けられないこともあった。

特許文献４で提案された技術は、ピアサーによる穿孔圧延の条件として単に前述の内容についての規定を行うだけであるため、必ずしも中被れ疵の発生が抑制されるというものではなかった。

特許文献５で提案された技術の場合も、継目無鋼管の圧延工程は、前記の特許文献３の場合と同様に、「慣用される継目無鋼管の製造工程」であればよいことが記載されており、ピアサーによる穿孔圧延の条件を規定するものではない。このため、中被れ疵の発生を避けられないこともあった。

特許文献６で提案された技術の場合も、ピアサーによる穿孔圧延の条件として単に交叉角と傾斜角について規定を行うだけであるため、必ずしも中被れ疵の発生が抑制されるというものではなかった。

そこで、上述のような問題点を解決するために、本発明者らは、高Ｃｒ鋼管に生じた実際の中被れ疵を詳細に観察して、丸ビレットの加熱条件及び穿孔圧延の設定条件などとの因果関係について詳細に調査した。

その結果、中被れ疵は、必ずしも従来のように材料起因と機械起因とに明確に区分できない場合もあることを知見した。つまり、中被れ疵の発生は材料起因のみならず、ピアサーでの回転鍛造効果に影響を及ぼす因子の１つである「穿孔効率」と強い相関があることがわかった。

本発明は、上記の内容に鑑みてなされたもので、その目的は、ピアサーによる穿孔圧延時に生じる内面欠陥のうち中被れ疵の発生を抑制することができる高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法、とりわけ、質量％で、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含有する高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法を提供することである。

本発明の要旨は、下記（１）及び（２）に示す高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法にある。

（１）丸ビレットを加熱炉で加熱した後、傾斜ロール式穿孔機で穿孔圧延する高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法であって、
前記丸ビレットは質量％で、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含むとともに、下記(1)式で表されるＣｒ*の値が９．０％以下であり、
前記加熱炉は、均熱温度が１１００〜１２５０℃で、丸ビレットが加熱炉に入ってから出るまでの在炉時間が下記(2)式を満たすように設定され、
前記傾斜ロール式穿孔機は、そのロール表面粗さＲｚ_JISが５０〜２００μｍで、下記(3)式で表されるプラグ先端ドラフト率が８．０％以下であることを特徴とする高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法。
Ｃｒ*＝Ｃｒ＋４Ｓｉ−（２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ）・・・(1)、
在炉時間（分）≧０．５×丸ビレット直径（ｍｍ）・・・(2)、
プラグ先端ドラフト率（％）＝｛（丸ビレット直径（ｍｍ）−プラグ最先端部でのロール間隔（ｍｍ））／丸ビレット直径（ｍｍ）｝×１００・・・(3)。
なお、(1)式中の元素記号は、各成分元素の質量％での鋼中含有量を示す。

（２）穿孔圧延時に用いるプラグの下記(4)式で表されるプラグ形状値が０．０６〜０．１７であることを特徴とする上記（１）に記載の高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法。
プラグ形状値＝プラグ最先端部半径（ｍｍ）／丸ビレット直径（ｍｍ）・・・(4)。

なお、ロール表面粗さにおける「Ｒｚ_ＪＩＳ」は、ロール軸に直角な方向でのJIS B 0601(2001)における「十点平均粗さ」を指す。

以下、上記（１）及び（２）の高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法に係る発明を、それぞれ、「本発明（１）」、「本発明（２）」という。また、総称して、「本発明」ということがある。

本発明の方法によれば、高Ｃｒ継目無鋼管の製造に際し、ピアサーによる穿孔圧延時に生じる内面欠陥のうち中被れ疵の発生を抑制することができる。

本発明者らは、前記した課題を解決するために、先ず、ピアサーによる穿孔圧延時に生じる内面欠陥の１つである中被れ疵の発生状況について種々の調査を行った。

その結果、δ−フェライトの生成を抑制することとピアサーによる穿孔圧延の条件を調整することによって、なかでも、下記（ａ）〜（ｄ）に示すように、δ−フェライト生成の抑制のために、ビレットの化学組成と均熱条件を適正化することと、ピアサー穿孔圧延条件としての回転鍛造回数の低減とを行うことによって、中被れ疵の発生を格段に抑制できることが明らかになった。

（ａ）ビレットの化学組成を、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含むとともに、前記(1)式で表されるＣｒ*の値が９．０％以下であるものとすることで、δ−フェライトの生成を少なくして、ピアサーによる穿孔圧延時に生じる中被れ疵の発生を抑制することができる。

（ｂ）ピアサーでの穿孔圧延の前に、前記化学組成のビレットを、均熱温度が１１００〜１２５０℃で、在炉時間が前記(2)式を満たすように加熱炉で加熱すれば、ソーキング効果によってδ−フェライトの生成を抑制できるので、ピアサーによる穿孔圧延時に生じる中被れ疵の発生を抑制することができる。

（ｃ）下記(5)式で表される回転鍛造数Ｎの低減によって、ピアサーによる穿孔圧延時に生じる中被れ疵の発生を抑制することができる。

Ｎ＝（２Ｌ×Ｂｒｐｓ）／｛（ロールゴージ部の周速×ｓｉｎβ×穿孔効率）／穿孔比｝・・・(5)。
なお、上記の(5)式において、
Ｌ：ビレット噛み込み位置からプラグ先端までの距離、
Ｂｒｐｓ：ビレット回転数、つまり、「ビレット噛み込み位置でのロール周速の回転速度成分／ビレットの周長」、
穿孔比：「中空素管長さ／ビレット長さ」、
を指す。

但し、上記「β」はロール傾斜角（゜）で、「穿孔効率」とは、ピアサーの圧延方向の前進効率（％）を指す。

（ｄ）ビレットの回転鍛造数の低減は、前記の式における「Ｌ」の値を小さくするか、穿孔効率の値を大きくすることで達成できる。そして、「Ｌ」の値の低減のために「プラグ先端ドラフト率」を８．０％以下と小さくするのがよく、一方、「穿孔効率」は５０％以上と高くなるようにするのがよい。なお、ロール傾斜角「β」を大きくすることも考えられるが、この方法はロールへのビレット噛み込み不良をきたす場合がある。

そこで、ピアサーで穿孔圧延する際の「穿孔効率」を向上させる条件について更に詳細に調査した。その結果、下記（ｅ）及び（ｆ）の知見を得た。

（ｅ）表面粗さＲｚ_ＪＩＳが５０〜２００μｍであるロールを用いて穿孔圧延すれば、より「穿孔効率」が向上する。既に述べたとおり、ロール表面粗さにおける「Ｒｚ_ＪＩＳ」は、ロール軸に直角な方向でのJIS B 0601(2001)における「十点平均粗さ」を指す。

（ｆ）前記(4)式で表されるプラグ形状値が０．０６〜０．１７の尖頭化したプラグを用いて穿孔圧延しても、「穿孔効率」が向上する。

前記本発明（１）及び本発明（２）は、上記の知見に基づいて完成されたものである。

以下、本発明の各要件について詳しく説明する。なお。以下の説明における各元素の含有量の「％」表示は「質量％」を意味する。

（Ａ）鋼の化学組成
本発明に係る高Ｃｒ継目無鋼管の素材となる丸ビレットは、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含むとともに、前記(1)式で表されるＣｒ*の値が９．０％以下である化学組成の高Ｃｒ鋼とする必要がある。

Ｃｒ：１０．５０〜１４．００％
Ｃｒは、耐食性を向上させるための必須の成分元素であり、その含有量が１０．５０％未満では、所望の孔食及び隙間腐食に対する抵抗性、並びに、炭酸ガス環境下での耐食性が確保できない。一方、Ｃｒはフェライト形成元素であるため、その含有量が１４．００％を超えると、高温での加工の際にδ−フェライトが生成しやすくなって、熱間加工性が損なわれる。また、過度のＣｒ添加は製造コストの上昇を招く。したがって、Ｃｒの含有量を１０．５０〜１４．００％とした。Ｃｒ含有量のより好ましい範囲は、１１．００〜１３．１０％である。

Ｃｒ*の値：９．０％以下
Ｃｒの含有量が上記の１０．５０〜１４．００％の場合であっても、前記(1)式で表されるＣｒ*の値が９．０％を超える場合にはδ−フェライトが生成しやすくなって、耐硫化物応力割れ性及び熱間加工性が低下する。したがって、前記(1)式で表されるＣｒ*の値を９．０％以下とした。

上記の理由から、本発明においては、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含むとともに、前記(1)式で表されるＣｒ*の値が９．０％以下である化学組成の高Ｃｒ鋼をピアサーでの穿孔圧延の素材となる丸ビレットとすることとした。

本発明に係る高Ｃｒ継目無鋼管の素材となる丸ビレットは、その化学組成として、Ｃｒ含有量及び前記(1)式で表されるＣｒ*の値を規定するだけでよい。

なお、好ましい化学組成としては、例えば、Ｃ：０．１５〜０．２２％、Ｓｉ：０．１〜１．０％、Ｍｎ：０．１０〜１．００％、Ｃｒ：１２．００〜１４．００％、Ｐ：０．０２０％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ｎ：０．０５％以下、Ｏ（酸素）：０．００６０％以下、更に、それぞれ０．００５〜０．２００％のＶ、Ｎｂ及びＴｉ、並びに、０．０００５〜０．０１００％のＢから選んだ１種以上（但し、２種以上の場合は合計で０．００５〜０．２００％）を含有し、Ａｌ：０〜０．１％、Ｎｉ：０〜０．５％、Ｃｕ：０〜０．２５％及びＣａ：０〜０．００５０％で、残部がＦｅ及び不純物からなり、前記(1)式で表されるＣｒ*の値が９％以下である高Ｃｒ鋼が挙げられる。

また、別の好ましい化学組成として、例えば、Ｃ：０．００３〜０．０５０％、Ｓｉ：０．０５〜１．０％、Ｍｎ：０．１０〜１．５０％、Ｃｒ：１０．５０〜１４．００％、Ｐ：０．０３５％以下、Ｓ：０．０１０％以下、Ｎ：０．０７０％以下、Ｏ（酸素）：０．００６０％以下、Ｖ：０〜０．２００％、Ｔｉ：０〜０．３００％、Ｍｏ：０．２〜３．０％、Ｎｉ：０〜７．０％及びＺｒ：０〜０．５８０％で、残部がＦｅ及び不純物からなり、前記(1)式で表されるＣｒ*の値が９％以下である高Ｃｒ鋼も挙げられる。

（Ｂ）丸ビレットの加熱条件
本発明においては、前記化学組成を有する高Ｃｒ継目無鋼管の素材となる丸ビレットを、均熱温度が１１００〜１２５０℃で、在炉時間が前記(2)式を満たすように加熱炉で加熱する必要がある。

均熱温度が１１００℃を下回る場合には、ピアサーでの穿孔圧延時の圧延温度、また、マンドレルミルやプラグミルなど延伸圧延時の圧延温度が低くなり圧延材の変形抵抗が大きくなるため、圧延が不安定となり、焼付き疵が発生しやすくなる。

均熱温度が１２５０℃を超えると、δ−フェライトが発生して成長するため、中被れ疵が発生しやすくなる。

均熱温度が１１００〜１２５０℃であっても、加熱炉での丸ビレットの在炉時間が前記(2)式を満たさない場合には、丸ビレット中心部が十分に均熱されず、ピアサーにより安定に穿孔圧延することが困難となる。その結果、ピアサーの設定どおりの圧延を実現し難く、偏肉率などが悪化する。

したがって、本発明においては、ピアサーによる穿孔圧延の素材となる丸ビレットを、均熱温度が１１００〜１２５０℃で、丸ビレットが加熱炉に入ってから出るまでの在炉時間が前記(2)式を満たすように加熱することとした。

なお、上記加熱炉における在炉時間は、スケールロスによる圧延歩留りの低下を防止するために、「1．５×丸ビレットの直径（ｍｍ）」分未満とすることが望ましい。

（Ｃ）ピアサーでの穿孔圧延
本発明においては、前記（Ａ）に記載の化学組成を有する、高Ｃｒ継目無鋼管の素材となる丸ビレットを、前記（Ｂ）に記載の条件で加熱した後の工程で、プラグ先端ドラフト率を８．０％以下として穿孔圧延する必要がある。

プラグ先端ドラフト率が８．０％を超える場合は、前記(5)式中の「Ｌ」の値、つまり、ビレット噛み込み位置からプラグ先端までの距離が幾何学的に大きいことを意味する。そして、この場合には前記(5)式で表される回転鍛造数Ｎが大きくなるので、いわゆる「マンネスマン破壊」が過剰に発生し、中被れ疵が発生しやすくなる。プラグ先端ドラフト率の下限は、幾何学的にビレットがピアサーロールに噛み込みできる３．０％程度である。

なお、ピアサーでの穿孔効率が５０％を下回る場合には、前記(5)式で表される回転鍛造数Ｎが大きくなり、いわゆる「マンネスマン破壊」を過剰に発生させ、中被れ疵が発生しやすくなる。ピアサーの穿孔効率の上限は経験的には、交叉角が０゜のバレル型ロールのときは６０〜７０％程度、交叉角が５〜３０゜のコーン型ロールの場合は８０〜９０％程度となる。

表面粗さＲｚ_ＪＩＳが５０μｍ以上であるロールを用いて穿孔圧延すると、穿孔圧延中のビレットから中空素管に至る圧延材とロールの間に適正な摩擦力が生じるため、穿孔効率を高めることができる。但し、表面粗さＲｚ_ＪＩＳが２００μｍを超える場合には、中空素管の外面にロールの表面状態が転写されて、最終製品における外面性状が悪くなる場合がある。

このため、ロール表面粗さＲｚ_ＪＩＳが５０〜２００μｍであるピアサーを用いて穿孔圧延することが好ましい。

したがって、前記の本発明（１）においては、前記（Ａ）に記載の化学組成を有する、高Ｃｒ継目無鋼管の素材となる丸ビレットを、前記（Ｂ）に記載の条件で加熱した後の工程で、ロール表面粗さＲｚ_JISが５０〜２００μｍであるピアサーを用いて、プラグ先端ドラフト率を８．０％以下として穿孔圧延する。

プラグ先端ドラフト率の上限は、６．０％程度が望ましい。

なお、例えば、通常の方法でロールに表面加工を施したり、いわゆる「普通鋼」を圧延して表面を荒らすようにすることで、表面粗さがＲｚ_ＪＩＳで５０〜２００μｍのロールを得ることができる。既に述べたように、ロール表面粗さにおける「Ｒｚ_ＪＩＳ」は、ロール軸に直角な方向でのJIS B 0601(2001)における「十点平均粗さ」を指す。

前記(4)式で表されるプラグ形状値が０．０６〜０．１７の尖頭化したプラグを用いて穿孔圧延しても、「穿孔効率」が向上するので、中被れ疵の発生をより効果的に抑制することができる。なお、プラグ形状値が０．０６より小なる場合はプラグ形状が尖頭となり、熱による溶損が発生する可能性がある。また、プラグ形状値が０．１７より大なる場合は噛み込み不良が発生する可能性がある。

したがって、前記の本発明（２）においては、穿孔圧延時に用いるプラグの前記(4)式で表されるプラグ形状値を０．０６〜０．１７とする。

以下、実施例により本発明を更に詳しく説明するが、本発明はもとより下記実施例によって制限を受けるものではなく、前・後記の趣旨に適合し得る範囲で適当に変更を加えて実施することも可能であり、それらはいずれも本発明の技術範囲に含まれる。

［実施例１］
表１に示す化学組成を有する鋼塊を通常の方法で分塊圧延して、直径が２２５ｍｍの丸ビレットとした。なお、表１における鋼Ａ１及び鋼Ｂ１は、化学組成が本発明で規定する範囲内にある本発明例に係る鋼である。一方、鋼Ａ２はＣｒ*が、また、鋼Ｂ２はＣｒ含有量が、それぞれ、本発明で規定する範囲から外れた鋼である。

次いで、各鋼の上記サイズの丸ビレットを加熱炉に装入して表２に示す条件で加熱し、穿孔効率及びプラグ先端ドラフト率をそれぞれ、５２％及び７．７％として、通常の方法によってピアサーで穿孔圧延し、外径が２３０ｍｍで肉厚が２０ｍｍの素管を製造した。なお、前記(2)式で表される在炉時間は、「０．５×２２５（ｍｍ）」分以上、つまり、１１２．５分以上必要となる。

このようにして得た各素管内面の欠陥は、超音波探傷及び目視によって検査した。すなわち、先ず超音波探傷によって内面欠陥の発生箇所を特定してマーキングし、その部位を切断して目視検査によって評価した。また、偏肉等の圧延不良の発生について、目視と超音波探傷で調査した。

表３に、素管の性状調査結果を示す。なお、表３において、「○」及び「×」は、それぞれ、素管内面における中被れ疵発生率が１０％未満及び１０％以上であることを示す。ここで、中被れ疵発生率は、調査対象の鋼管中で中被れ疵が発生した鋼管の本数の割合を発生率として評価した。

表３から、本発明で規定する化学組成を有する鋼Ａ１及び鋼Ｂ１の丸ビレットを、本発明で規定する加熱条件番号１〜４で加熱し、穿孔効率及びプラグ先端ドラフト率をそれぞれ、５２％及び７．７％としてピアサーで穿孔圧延した素管は、内面性状が良好であることが明らかである。上記の各素管には偏肉等の圧延不良の発生も認められなかった。なお、加熱条件番号１〜４の場合には、在炉時間が３３７．５分未満であり、歩留り低下の原因となるスケールロスは生じなかった。

これに対して、本発明で規定する化学組成から外れた鋼Ａ２及び鋼Ｂ２の丸ビレットを用いた場合には、加熱条件及びピアサーにおける穿孔条件が本発明で規定するものであっても、その素管には中被れ疵が多数生じた。

［参考例１］
前記実施例１で作製した鋼Ａ１の直径が２２５ｍｍの丸ビレットを、均熱温度１２００℃で、在炉時間が１８０分となるように加熱した後、表４に示す穿孔効率及びプラグ先端ドラフト率でピアサーでの穿孔圧延を行い、外径が２３０ｍｍで肉厚が２０ｍｍの素管を製造した。なお、表４の穿孔条件番号４、８及び１２のプラグ先端ドラフト率が２．８％の場合、噛み込み不良で穿孔圧延ができなかった。

このようにして得た表４の穿孔条件番号１〜３、５〜７及び９〜１１の各素管について、中被れ疵発生の有無を調査した。すなわち、実施例１の場合と同様に、先ず超音波探傷によって内面欠陥の発生箇所を特定してマーキングし、その部位を切断して目視検査によって評価した。更に、偏肉等の圧延不良の発生について、目視と超音波探傷で調査した。

表４に、素管の性状調査結果を併せて示す。なお、表４において、「○」及び「×」は、それぞれ、素管内面における中被れ疵発生率が１０％未満及び１０％以上であることを示す。また、「−」は噛み込み不良で穿孔圧延できなかったため、調査していないことを示す。

表４から、本発明で規定する化学組成を有する鋼Ａ１の丸ビレットを、本発明で規定する加熱条件で加熱した後、穿孔効率が５２％又は７５％、プラグ先端ドラフト率が７．７％又は５．８％の条件（つまり、穿孔条件番号６、７、１０及び１１）によって穿孔圧延して得た素管は、内面性状が良好なことが明らかである。なお、上記の各素管には、偏肉等圧延不良の発生も認められなかった。

これに対して、本発明で規定する化学組成を有する鋼Ａ１の丸ビレットを、本発明で規定する加熱条件で加熱した場合であっても、穿孔条件番号１〜３、５及び９の場合には、素管に中被れ疵が多数発生した。また、上述のように穿孔条件番号４、８及び１２のプラグ先端ドラフト率が２．８％の場合、噛み込み不良で穿孔圧延そのものができなかった。

［実施例２］
前記実施例１で作製した鋼Ａ１の直径が２２５ｍｍの丸ビレットを、均熱温度１２００℃で、在炉時間が１５０分となるように加熱した後、ピアサーロールの表面粗さＲｚ_JISを４５〜２１０μｍに変えて穿孔圧延し、外径が２３０ｍｍで肉厚が２０ｍｍの素管を製造した。なお、表５の各ロール粗さ条件番号に付いて、ピアサーでの穿孔圧延の際のプラグ先端ドラフト率は５．６％とした。

得られた各素管について、その内面性状を調査した。すなわち、実施例１の場合と同様に、先ず超音波探傷によって内面欠陥の発生箇所を特定してマーキングし、その部位を切断して目視検査によって評価した。更に、外面疵の発生状況及び偏肉等の圧延不良の発生についても超音波探傷及び目視で調査した。

表５に、素管の内面性状調査結果を併せて示す。なお、表５において、「☆」、「◎」及び「○」は、それぞれ、素管内面における中被れ疵発生率が３％未満、３％以上５％未満及び５％以上１０％未満であることを示す。

表５から、本発明で規定する化学組成を有する鋼Ａ１の丸ビレットを、本発明で規定する加熱条件で加熱した後、ロール表面粗さＲｚ_ＪＩＳが５０〜２００μｍであるピアサーを用いて穿孔圧延して得た素管の場合、内面性状がより良好になることがわかる。

なお、上記の各素管には、偏肉等圧延不良の発生は認められなかった。但し、ロール表面粗さ条件番号１の場合、スリップによる圧延不良を生じる場合があった。また、ロール表面粗さ条件番号６の場合、ロール表面状態が鋼管外面に転写されることによる、外面疵の発生が認められた。

表５のプラグ形状値が０．０５の場合は、プラグ先端部の体積が小さくなり、熱容量も小さくなるためにプラグが溶損する場合があった。また、プラグ形状値が０．１８の場合は、先端部形状が鈍角に近づくために噛み込み不良を生じる場合があった。

表５から明らかなように、本発明で規定する化学組成を有する鋼Ａ１の丸ビレットを、本発明で規定する加熱条件で加熱した後、穿孔効率が５０％以上、プラグ先端ドラフト率が８．０％以下の条件で穿孔圧延する際に、プラグ形状値が０．０６〜０．１７のプラグを用いれば、素管の内面性状がより良好になる。また、本発明（２）の方法、つまり、本発明（１）で規定する条件で穿孔圧延する際に、プラグ形状値が０．０６〜０．１７のプラグを用いれば、素管の内面性状がさらに良好になる。いずれも偏肉等圧延不良の発生は認められなかった。

本発明の製造方法によれば、内面疵の発生が少ない高Ｃｒ継目無鋼管の製造が可能である。しかも、鋼の化学組成として不純物を過剰に低減する必要もなく、また、製管時には所定の生産性を確保できるので、内面性状に優れた高Ｃｒ継目無鋼管を効率的に製造することができる。

Claims

丸ビレットを加熱炉で加熱した後、傾斜ロール式穿孔機で穿孔圧延する高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法であって、
前記丸ビレットは質量％で、Ｃｒを１０．５０〜１４．００％含むとともに、下記(1)式で表されるＣｒ*の値が９．０％以下であり、
前記加熱炉は、均熱温度が１１００〜１２５０℃で、丸ビレットが加熱炉に入ってから出るまでの在炉時間が下記(2)式を満たすように設定され、
前記傾斜ロール式穿孔機は、そのロール表面粗さＲｚ _JIS が５０〜２００μｍで、下記(3)式で表されるプラグ先端ドラフト率が８．０％以下であることを特徴とする高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法。
Ｃｒ*＝Ｃｒ＋４Ｓｉ−（２２Ｃ＋０．５Ｍｎ＋１．５Ｎｉ＋３０Ｎ）・・・(1)
在炉時間（分）≧０．５×丸ビレット直径（ｍｍ）・・・(2)
プラグ先端ドラフト率（％）＝｛（丸ビレット直径（ｍｍ）−プラグ最先端部でのロール間隔（ｍｍ））／丸ビレット直径（ｍｍ）｝×１００・・・(3)
なお、(1)式中の元素記号は、各成分元素の質量％での鋼中含有量を示す。
穿孔圧延時に用いるプラグの下記(4)式で表されるプラグ形状値が０．０６〜０．１７であることを特徴とする請求項１に記載の高Ｃｒ継目無鋼管の製造方法。
プラグ形状値＝プラグ最先端部半径（ｍｍ）／丸ビレット直径（ｍｍ）・・・(4)