JP4853515B2 - ステンレス鋼管の製造方法 - Google Patents

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Description

本発明は、ステンレス鋼を素材として穿孔圧延、マンドレルバーを用いた延伸圧延および定径圧延を経て得られたステンレス鋼管の製造方法、さらにはそのステンレス鋼管を素管として冷間加工する製造方法に関する。より詳細には、マンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延時に非黒鉛系潤滑剤を用いた場合でも発生する内面浸炭を抑制し、さらにはそれを素管とした冷間加工を行うに際し、加工前に素管の軟化熱処理を省略することができるステンレス鋼管の製造方法に関するものである。
穿孔圧延、マンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延および定径圧延を経て得られるステンレス鋼管、さらにはそれを素管として冷間加工して得られるステンレス鋼管の製造方法は、広く適用されおり、以下では、その製造方法を延伸圧延としてマンドレルミル圧延、および定径圧延としてストレッチレデューサー圧延を適用した場合で説明する。
回転炉床式等の加熱炉を用いて丸鋼片（ビレット）を所定温度（通常、１１５０〜１２５０℃）に加熱し、この丸鋼片を傾斜ロール穿孔圧延機に通して中空のホローシェルに成形する。次いで、このホローシェル内に潤滑剤を塗布したマンドレルバーを挿入し、７〜９スタンドからなるマンドレルミルに通して１パスで所定寸法の仕上圧延用素管に粗圧延する。
この粗圧延後、仕上圧延用素管を再加熱炉に装入して再加熱（通常、９００〜１０００℃）し、管外面のみに高圧水を吹き付けてデスケールした後、ストレッチレデューサー圧延機により熱間仕上管を得る。その後、冷管加工する場合は、その管を冷間加工用素管とする。
上述の熱間仕上管または冷間加工用素管の圧延に際し、マンドレルミルによる粗圧延時に使用されるマンドレルバーは、高温状態（通常、１１００〜１２００℃）のホローシェル内に挿入され、ホローシェルと焼き付き易い状態に曝される。また、マンドレルミル圧延後の管形状や肉厚寸法は、圧延時のロール回転数とロール孔型形状の影響を受けるとともに、マンドレルバーとホローシェルとの間の摩擦による影響を受ける。
このため、マンドレルバーがホローシェルと焼き付くのを防ぐとともに、ホローシェルとの摩擦を適正にして所定の管形状や肉厚寸法が得られるように、マンドレルバーの外表面には潤滑剤が塗布される。
このような潤滑剤として、例えば、特公昭５９−３７３１７号公報に示されるような安価で非常に優れた潤滑特性を有する黒鉛を主成分とする水溶性潤滑剤があり、この黒鉛系の潤滑剤が従来から多く使用されている。しかし、Ｃｒを１０〜３０質量％含有するステンレス鋼を素材とする場合に、黒鉛を主成分とする潤滑剤を塗布したマンドレルバーを用いて粗圧延を行うと、圧延時に浸炭現象が生じ、管の内表面側に炭素濃度が母材よりも高い浸炭層が発生する。
管内表面に発生した浸炭層は、その後の再加熱時、ストレッチレデューサーによる圧延時、さらには冷間加工前に行われる素管の軟化熱処理や最終工程で行われる固溶化処理等の熱処理時に、炭素が母材に拡散して炭素濃度は低くなるが浸炭部の深さは深くなり、依然として高い炭素濃度の浸炭層が残存する。
管内表面に発生した浸炭層は、主としてマンドレルミル圧延時に内面潤滑剤の主成分である黒鉛や有機バインダー中の炭素の一部がＣＯガス化して鋼中に浸入することにより発生する。その結果、管の内表面から肉厚方向に０．５ｍｍ程度までの肉厚部分の炭素濃度が母材の炭素濃度よりも約０．１質量％程度高くなる場合があり、規格等で規定されたＣ含有量の基準の上限値を超えてしまう場合がある。
このように所定の基準を超えて残存する浸炭層部分では、ステンレス鋼にあっては耐食性皮膜である不働態皮膜を形成する主要成分のＣｒが炭化物として固定されるために、管内面の耐食性が著しく劣化する。
このため、管内表面に浸炭層が生じたステンレス鋼継目無管は、そのままでは製品として出荷できないので、浸炭層部分を消滅させる方法が行われている。例えば、浸炭層が残存する管内表面を全面研磨したり、特開平９−２０１６０４号公報では、仕上圧延後に管内面の酸化スケールの厚みを減少させるようにデスケールした後、酸化性雰囲気中で１０５０〜１２５０℃に３〜２０分間加熱保持し、脱炭するための特殊な熱処理を提案している。しかし、これらの浸炭層部分を消滅させる方法では、その処理に多大な工数と費用を要するという問題を有している。
さらに、特開平８−９００４３号公報には、黒鉛系潤滑剤を用いるマンドレルミル圧延工程で、マンドレルミル圧延後の仕上圧延用素管の再加熱処理において、鋼管内面の雰囲気として１０体積％以上の水蒸気を含むガスで満たした状態で再加熱してから仕上圧延し、その後に固溶化熱処理を施すステンレス継目無鋼管の製造方法の提案がなされている。しかし、同公報で提案する製造方法では、１０％以上の水蒸気を管内面に通気し続けるため、大掛かりな水蒸気製造装置が必要となる。
また、特開平４−１６８２２１号公報には、黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレル圧延した仕上圧延用素管を、酸素濃度が６〜１５％の雰囲気にて９５０〜１２００℃の温度域で、１０〜３０分保持した後に仕上圧延を行うオーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法が提案されている。しかし、同公報で提案される製造方法では、仕上圧延用素管の熱処理が長時間であるためスケールロスが大きく歩留まりの観点から現実的でない。
そして、特開平８−５７５０５号公報には、黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルミルで中空素管に圧延した後、再加熱炉に装入する前に素管内部の雰囲気を酸化性ガスに置換し、かつ炉内で加熱中の中空素管内部に酸化性ガスを供給するオーステナイト系ステンレス鋼管の製造方法が提案されている。
ところが、上記特開平８−９００４３号公報、特開平４−１６８２２１号公報および特開平８−５７５０５号公報のいずれかで提案の製造方法も、黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後、ストレッチレデューサー圧延等の仕上圧延用素管を再加熱する際に、脱炭処理を施すことにより管内面の浸炭を防止するものであるが、黒鉛系潤滑剤を用いていることから、管内面の浸炭量が大きくなる。
このため、酸化性ガスの供給による脱炭には限度があり、より確実に脱炭させるには処理温度や時間を大きくすることが必要であり、スケール発生による歩留まり低下の問題が生じる。また、いずれの製造方法も仕上圧延された素管に対し、さらなる冷間加工を施す工程における改善については検討されていない。
そこで、最近では、上記の黒鉛系潤滑剤に代えて、非黒鉛系潤滑剤の開発とその使用方法の開発が積極的に進められており、例えば特開平９−７８０８０号公報には、主成分が層状酸化物であるマイカと硼酸塩で、炭素を全く含まないか、仮に含むとしても有機バインダー成分中の炭素のみで、炭素含有量を極力低くした潤滑剤が開示されている。
この非黒鉛系潤滑剤の塗布方法は、黒鉛系潤滑剤と同様であり、また、その潤滑性能は、黒鉛系潤滑剤と比べて遜色がないように成分設計されている。すなわち、同特開平９−７８０８０号公報に開示される非黒鉛系潤滑剤は、これを適正に用いることにより、管の内表面に浸炭層が発生するのを防ぐことができる。
しかしながら、実際の製造現場においては、マンドレルバーの表面が黒鉛で汚染されることが多い。
非黒鉛系潤滑剤は、黒鉛系潤滑剤に比べて高価である。このため、内表面に浸炭層が生じないか、仮に生じても特に問題にならない炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などをマンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延を行う場合には、経済性の観点から黒鉛系潤滑剤が用いられる。
このため、ステンレス鋼管の製造に炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などの延伸圧延に使用したマンドレルバーを用いる場合に、そのマンドレルバー表面に黒鉛が必ず残存付着している。
また、マンドレルバーの搬送ライン、なかでも潤滑剤の塗布位置とホローシェルへのマンドレルバー挿入位置との間の搬送ラインには、炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などの延伸圧延時にマンドレルバー表面に塗布された黒鉛が多量に転着している。
このため、マンドレルバーをステンレス鋼管の延伸圧延に使用するために、その表面に非黒鉛系潤滑剤を塗布しても、当該マンドレルバーを炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などの延伸圧延に供したか否かに拘わらず、その表面（すなわち、非黒鉛系潤滑剤の皮膜表面）に搬送ラインに転着していた黒鉛が部分的に付着することになる。
この非黒鉛系潤滑剤の皮膜表面に部分的に付着した黒鉛は、被加工材料であるホローシェルと直接接触することになるので、圧延後の管内表面に部分的な浸炭層を生じさせ、黒鉛系潤滑剤を用いた場合に比べ程度こそ差はあるが、浸炭層を生じさせる。
一方、炭素鋼鋼管や低合金鋼鋼管などの延伸圧延に供したマンドレルバーを用いる場合には、新たに塗布した非黒鉛系潤滑剤皮膜の下部に黒鉛が残存付着しており、延伸圧延ミルでの過酷な加工にともない、皮膜下部に残存する黒鉛も被加工材料と直接接触することとなり、管の内表面に部分的な浸炭層を圧延中から、およびその後の工程において生じさせる。
このように、マンドレルバーを用いた延伸圧延時に非黒鉛系潤滑剤を用いる場合であっても、管内面に浸炭層が発生し、その浸炭層は熱間仕上管の酸洗や冷間加工前の酸洗によるデスケーリングにおいて選択的に腐食され肌荒れを発生する。そして、酸洗で発生した肌荒れは、冷間加工後においても、例えば管内面のすじ疵として残り、表面品質を劣化させることになる。
上述の通り、マンドレルバーを用いた延伸圧延中からその後の工程にかけて、熱間仕上管または冷間加工用素管の内面に浸炭層を発生させた場合に、ステンレス鋼管はそのままでは製品として出荷できないという問題が生ずることから、その防止策の開発が望まれていた。
さらに、従来のステンレス鋼管の製造では、定径圧延としてストレッチレデューサー圧延を適用した場合は、仕上温度が低くなり易く、その場合は冷間加工用素管の強度上昇により冷間加工時の加工荷重が高くなるため、冷間加工用素管を圧延した後、冷間加工前の段階で素管軟化のための熱処理が必要とされていた。
そのため、エネルギーコストの上昇やスケールロスによる歩留まり低下を招くことになる。そこで、冷間加工前に必須とされていた素管の軟化熱処理の省略も望まれていた。
本発明は、これらの要望に対応するものであり、質量％で、Ｃｒ：１０〜３０％を含むステンレス鋼管を、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルバーを用いた延伸圧延にて製造する際に、仕上圧延用素管の内面に発生する浸炭層を抑制し、さらには定径圧延としてのストレッチレデューサー圧延で仕上圧延された素管を冷間加工する際に、冷間加工前に軟化熱処理を省略でき、表面品質にも優れたステンレス鋼管の製造方法を提供することを目的にしている。
本発明者らは、上記の課題を達成するため、穿孔圧延、マンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延およびストレッチレデューサー圧延等の定径圧延されたステンレス鋼管を製造する場合に、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた熱間仕上管または冷間加工用素管の内面、およびその後の冷間加工により得られた管の内面における浸炭層の発生状況について詳細に調査した。
具体的には、ＪＩＳに規定するＳＵＳ３０４鋼およびＳＵＳ３１６鋼（Ｃ上限値、０．０８質量％）のＣ含有量を０．０５〜０．０８質量％とした供試鋼（中Ｃ含有鋼）を素材とし、マンドレルミル圧延で非黒鉛系潤滑剤を用いて圧延し、その後再加熱してストレッチレデューサー圧延した素管の内表面および内表面からの深さ位置におけるＣ濃度を測定した。
上記の測定において、管内表面のＣ濃度は、管内表面に付着した酸化スケールなどの異物を完全除去した管表面を対象として、発光分光分析装置を用いてＣ濃度を測定して求めた。また、管内表面からの深さ位置でのＣ濃度は、酸化スケール除去後の管内表面を所定のピッチで研削除去し、得られた管内表面を対象として、同様の発光分光分析装置を用いてＣ濃度を測定する操作を繰り返し、肉厚方向の各位置におけるＣ濃度を求めた。
図１は、ＳＵＳ３０４鋼のＣ含有量を０．０５〜０．０８質量％とした素材を用い、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）の分布を示す図である。また、図２は、ＳＵＳ３１６鋼のＣ含有量を０．０５〜０．０８質量％とした素材を用い、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）の分布を示す図である。
図１および図２に示すように、マンドレルミル圧延に非黒鉛系潤滑剤を用いた場合であっても、マンドレルバーや製造ラインへの黒鉛の残存付着に起因し、マンドレルミル圧延後にストレッチレデューサー圧延した素管の内表面に、Ｃ濃度が高い浸炭層が生成している。そして、浸炭層の深さは２００μｍ程度まで達しており、浸炭層のＣ濃度も、供試鋼のＣ含有量よりも、最大で０．０１５質量％程度高くなっている。さらに、その浸炭層にはＭ２３Ｃ６主体の炭化物が析出している。
浸炭層に析出した炭化物に関し、マンドレル圧延後の管内表面に浸炭層が生成した状態で、ストレッチレデュ−サー圧延前に再加熱を行うと、管内への酸素供給が不十分になり黒鉛が不完全燃焼するため、管内のＣＯ分圧が高くなって浸炭現象が進行する。これにともなって浸炭層がさらに深くなり、同時にＣ濃度も高くなり、Ｍ２３Ｃ６主体の炭化物の析出量が増加することが推測される。
さらに、ストレッチレデュ−サー圧延された熱間仕上管を冷間加工用素管として用いる場合も、炭化物の析出を抑制するため、ストレッチレデューサー圧延後の素管の軟化熱処理において、浸炭層の［Ｃ］を拡散させるとともに、管内面に残った浸炭層をスケールとし、その部分を熱間仕上管の冷間加工の前処理として行われる酸洗によるデスケールで除去することも検討された。
しかしながら、素管の軟化熱処理で浸炭層の［Ｃ］を拡散させたり、浸炭層をスケールにするには、加熱温度を高くするとともに、加熱時間を長くする必要があり、エネルギーコストの高騰やスケールロスによる製品歩留まりの悪化が生じ、さらには素管の熱処理に長時間を要することから生産性も阻害することになる。
管内表面の浸炭層に析出するＭ２３Ｃ６主体の炭化物は、浸炭層のＣ濃度が高いほど多くなる。また、冷間加工の前処理として行われる酸洗によるデスケーリングでは、管内面の表層近傍に析出した炭化物が原因となり、冷間加工用素管の表面に肌荒れが発生し易くなる。
特に、素管の軟化熱処理を行わなかった場合には、浸炭層の［Ｃ］の拡散はなく、Ｍ２３Ｃ６主体の炭化物の析出を抑制できないことから、酸洗によるデスケーリングにより、管内表面の炭化物を起点として、一層、冷間加工用素管の内表面に肌荒れが発生し易くなる。そのため、肌荒れが発生した内表面には、その後の冷間加工にともないすじ疵が発生し、最終製品まで残り、製品品質を著しく劣化させることが予測される。
本発明者らは、マンドレルミル圧延後に再加熱してストレッチレデューサー圧延で仕上圧延された熱間仕上管または冷間加工用素管の素管内面における浸炭層の発生状況を、さらに詳細に調査した結果、非黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルミル圧延する場合であっても、熱間仕上管または冷間加工用素管の内表面に発生するＭ２３Ｃ６主体の炭化物の析出を低減するには、再加熱炉において仕上圧延用素管の内面に酸化性ガスを吹き込むことが有効であることに着目した。
図３は、ＳＵＳ３０４鋼を素材として非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後に、再加熱炉にて仕上圧延用素管の内面に空気（酸化性ガス）を吹き込む熱処理を行い、ストレッチレデューサー圧延された素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）を示す図である。また、図４は、ＳＵＳ３１６鋼を素材として、図３と同じマンドレルミル圧延および再加熱炉での熱処理を行い、ストレッチレデューサー圧延された素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）を示す図である。
図５は、再加熱炉の熱処理において仕上圧延用素管の内面に酸化性ガスとして空気を吹き込む方法を示す図である。再加熱炉２内で、仕上圧延用素管１の内面に酸化性ガスとして空気を吹き込むため、再加熱炉２の側壁に空気吹込ノズル３を設け、再加熱炉２内で１０００℃以上に加熱され、横送りされる仕上圧延用素管１の管端に向けて空気吹き込みノズル３から管内面に空気を吹き込む。
仕上圧延用素管の内部に空気を吹き込むことにより、再加熱中に素管内部を酸化性雰囲気とするため、空気の流量Ｒを４リットル／秒とし、空気の吹き込み時間ｔを５分（３００秒）を基準として吹き込みを行った。このような空気の吹き込み条件で熱処理された仕上圧延用素管を用いてストレッチレデューサー圧延を行い、複数の管を製造し、それらの内表面におけるＣ濃度を測定した。このとき、ストレッチレデューサー圧延で得られた素管の内表面におけるＣ濃度を測定する条件は、前記図１および図２に示す場合と同様とした。
前記図３および図４に示す破線は、ストレッチレデューサー圧延された素管の肉厚中央部のＣ含有量を示している。したがって、再加熱炉にて仕上圧延用素管を１０００℃以上に加熱し、その内面に空気流量Ｒを４リットル／秒、空気の吹き込み時間ｔを５分（３００秒）の条件で酸化性ガスとして空気を吹き込むことにより、素管内面のＣ濃度は肉厚中央部のＣ含有量に比べ、最大で０．００５質量％程度高くなっているが、ほとんど問題にならないレベルであり、大半の素管では完全に脱炭していることが分かる。
前記図３および図４に示す素管内表面におけるＣ含有量（Ｃ濃度）は、再加熱炉にて仕上圧延用素管を１０００℃以上に加熱しその内面に酸化性ガスを吹き込み、再加熱中に素管内部を酸化性ガス雰囲気とし、Ｃを燃焼させることで低減が図れている。
このように、再加熱炉での熱処理により、仕上圧延用素管の内表面でのＣ含有量を低減させ、Ｃ濃度の高い部分をなくすことにより、浸炭層のＣ濃度の絶対値の上昇を抑え、素管内面の浸炭層にＭ２３Ｃ６炭化物の析出をなくすことができる。これにより、熱間仕上管の酸洗や冷間加工の前処理として行われる酸洗によるデスケールで肌荒れが発生することなく、素管の軟化熱処理を行わない場合でも、冷間加工後の管内面のすじ疵の発生も抑制できる。
従来のステンレス鋼管の製造では、冷間加工前に素管の軟化熱処理を必須の工程としていたため、それを前提として、定径圧延としてストレッチレデューサー圧延を適用する場合、ストレッチレデューサー圧延での仕上温度は厳密な温度管理が行われておらず、ストレッチレデューサー圧延が可能な温度範囲として、通常、７５０〜８５０℃の範囲で管理されていた。
ところが、後述する図７に示すように、本発明者らの検討によれば、ストレッチレデューサー圧延の仕上温度を厳密に管理し、８６０〜１０５０℃と従来よりも高温側で、かつ狭い温度範囲で管理することにより、従来はステンレス鋼管の製造では必須であった冷間加工前での素管の軟化熱処理も省略することができる。
さらに、ストレッチレデューサー圧延での仕上温度を高温側で、厳密に管理することにより、冷間加工の前処理として行われる酸洗におけるスケール除去性を向上させることができる。このため、素管の軟化熱処理を省略しても、デスケール時間が長引くことがなく、従来の軟化熱処理を行った後の酸洗に要した時間と同等のレベルになることが明らかになる。
本発明は、ステンレス鋼を素材として穿孔圧延、マンドレルバーを用いた延伸圧延および定径圧延を経て得られたステンレス鋼管の製造方法およびそのステンレス鋼管を冷間加工する製造方法に関し、より詳細には、マンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延時に非黒鉛系潤滑剤を用いた場合でも発生する内面浸炭を抑制し、さらにその鋼管を素管として用いた冷間加工を行う際に、加工前に素管の軟化熱処理を省略することができるステンレス鋼管の製造方法に関する。
本発明のステンレス鋼管の製造方法は、上述した詳細な調査結果に基づくものであり、質量％で、Ｃｒ：１０〜３０％を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルバーを用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した後に再加熱炉で加熱し、定径圧延で仕上圧延されたステンレス鋼管の製造方法、さらにそれを素管として冷間加工するステンレス鋼管の製造方法であって、前記再加熱炉にて前記仕上圧延用素管を１０００℃以上に加熱しその内面に酸化性ガスを吹き込む熱処理を行うことにより管内面の浸炭層の発生を抑制することができる。
ここで、本発明のステンレス鋼管の製造方法は、前記定径圧延としてのストレッチレデューサー圧延で８６０〜１０５０℃の温度で仕上圧延を行うことにより、前記素管の軟化熱処理を省略して冷間加工を行い、その後に固溶化熱処理を施す構成とする。
本発明のステンレス鋼管の製造方法では、前記再加熱炉で仕上圧延用素管の内面に酸化性ガスとして空気を吹き込む際に、空気の流量Ｒ（リットル／秒）および空気の吹き込み時間ｔ（秒）とし、下記（１）式で示す条件を満足するのが望ましい。
２４０≦Ｒ×ｔ≦２１００ ・・・ （１）
本発明で規定する「マンドレルバーを用いた延伸圧延」とは、上記で例示したマンドレルミル圧延に限定されるのではなく、ピルガーミル圧延やアッセルミル圧延等のように、穿孔圧延された中空のホローシェルの内面にマンドレルバーを装入して延伸圧延する圧延方法を包含するものである。いずれの場合も、マンドレルバー表面に塗布する潤滑剤により管内面への浸炭発生が問題になることによる。
さらに、本発明で規定する「定径圧延」とは、上記「マンドレルバーを用いた延伸圧延」された仕上げ圧延用素管の外形や肉厚を所望の寸法に整える圧延であり、ストレッチレデューサー圧延やサイザー圧延が該当する。
本発明法のステンレス鋼管の製造方法によれば、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延と、再加熱炉における酸化性ガスを吹き込む熱処理により、その後の定径圧延で発生する管内面の浸炭層の発生を抑制することができる。さらには定径圧延としてストレッチレデューサー圧延での仕上温度管理により、冷間加工前に素管の軟化熱処理を省略でき、表面品質に優れた冷間加工製品を高い生産効率で得ることができる。
図１は、ＳＵＳ３０４鋼のＣ含有量を０．０５〜０．０８質量％とした素材を用い、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）の分布を示す図である。
図２は、ＳＵＳ３１６鋼のＣ含有量を０．０５〜０．０８質量％とした素材を用い、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延により得られた素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）の分布を示す図である。
図３は、ＳＵＳ３０４鋼を素材として非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後に、再加熱炉にて仕上圧延用素管の内面に空気（酸化性ガス）を吹き込む熱処理を行い、ストレッチレデューサー圧延された素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）を示す図である。
図４は、ＳＵＳ３１６鋼を素材として非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延後に、再加熱炉にて仕上圧延用素管の内面に空気（酸化性ガス）を吹き込む熱処理を行い、ストレッチレデューサー圧延された素管の内表面におけるＣ含有量（またはＣ濃度）を示す図である。
図５は、再加熱炉の熱処理において仕上圧延用素管の内面に酸化性ガスとして空気を吹き込む方法を示す図である。
図６は、本発明のステンレス鋼管の製造工程を示す図であり、（ａ）は熱間仕上管の工程を、（ｂ）は冷間仕上管の工程を示している。
図７は、ストレッチレデューサー圧延での仕上温度と引張試験結果との関係を示す図であり、（ａ）は降伏強度を示し、（ｂ）は破断強度を示している。
図６は、本発明のステンレス鋼管の製造工程を示す図であり、（ａ）は熱間仕上管の工程を、（ｂ）は冷間仕上管の工程を示している。ビレット加熱では素材となる丸鋼片（ビレット）を回転炉床式等の加熱炉を用いて、通常、１１５０〜１２５０℃に加熱し、次いで穿孔圧延ではマンネスマンピアサーに代表される傾斜ロール穿孔圧延を用いて、丸鋼片を中空のホローシェルに成形する。
マンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延では、得られたホローシェル内に非黒鉛系潤滑剤を塗布したマンドレルバーを挿入し、所定寸法の仕上圧延用素管に粗圧延する。この粗圧延後には、仕上圧延用素管を軟化するために再加熱炉にて管を１０００℃以上に加熱し鋼管内面に酸化性ガスを吹き込む熱処理を行い、その後の定径圧延（例えば、ストレッチレデューサー圧延）では、外径圧下と若干の肉厚圧下の加工を経て、所定寸法の熱間仕上管または冷間加工用素管に圧延する。
再加熱炉で行われる管内面に酸化性ガスを吹き込む熱処理を行う際には、有効に脱炭作用を発揮させるために、所定の流量（リットル／秒）および吹き込み時間（秒）で酸化性ガスを仕上圧延用素管の内面に吹き込むのが望ましい。
熱間圧延された熱間仕上管は、図６（ａ）に示すように、最終熱処理として固溶化熱処理や酸洗処理を施して製品管とされる。また、図６（ｂ）に示す冷間仕上管の工程では、熱間圧延された冷間加工用素管は、必要に応じて軟化熱処理を行い、酸洗によるデスケーリングが行われ、素管の内外表面のスケールが除去される。定径圧延としてストレッチレデューサー圧延を適用し、素管段階で軟化熱処理を行わない場合には、直ちに酸洗が行われ、素管の内外表面のスケールが除去される。その後、冷間加工では、ダイスのみまたはダイスとプラグを用いる冷間抽伸、または／およびコールドピルガーミルを用いる冷間圧延により製品寸法に仕上げ加工した後、最終処理として固溶化熱処理や酸洗処理を施して冷間仕上げ製品管とされる。
また、定径圧延としてストレッチレデューサー圧延を適用した場合には、冷間加工用素管の軟化熱処理を省略するためには、ストレッチレデューサー圧延での仕上温度を８６０〜１０５０℃の範囲で管理するのが望ましい。
なお、冷間加工用素管の軟化熱処理を省略した場合でも、冷間加工のスケジュールによっては、１回の冷間加工では高加工度になるため、複数回にわたり冷間加工を施すことが必要になることがある。このような場合には、素管の軟化熱処理を省略するが、冷間加工の途中工程では被加工材の軟化のために途中熱処理を行ってから冷間加工を加え、最終仕上げの冷間加工を行った後、最終処理として固溶化熱処理や酸洗処理を施して冷間仕上げ製品管とすることがある。
本発明の製造方法の素材として用いるステンレス鋼のＣｒ含有量を制限するのは、その含有量が１０質量％未満であると所望の耐食性が確保できず、また、３０質量％を超えて含有させても効果が飽和し、コストの上昇を招くことによる。このため、素材として用いるステンレス鋼のＣｒ含有量を１０〜３０質量％とした。
本発明の製造方法の素材に適用できるステンレス鋼としては、例えばＪＩＳに規定されるＳＵＳ４０５、ＳＵＳ４１０、ＳＵＳ４３０、ＳＵＳ３０４、ＳＵＳ３０９、ＳＵＳ３１０、ＳＵＳ３１６、ＳＵＳ３４７、ＳＵＳ３２９Ｊ１、ＮＣＦ８００、ＮＣＦ８２５およびこれらに相当する合金鋼などを挙げることができる。
本発明の製造方法に採用できる非黒鉛系潤滑剤としては、人造マイカ、天然マイカであるカリウム四珪素マイカ、ナトリウム四珪素マイカ、天然金マイカ、ベントナイト、モンモリロナイトおよびバーミキュライトのうちから選ばれた１種または２種以上の粒子状の層状酸化物と、酸化硼素、硼酸、アルカリ金属硼酸塩、炭酸ナトリウム、炭酸カリウム、珪酸ナトリウムおよび珪酸カリウムとを任意の比率で配合した潤滑剤と、窒化硼素（ＢＮ）を主成分とする潤滑剤と、並びに珪酸ガラスおよび硼珪酸ガラスなどを主成分とした潤滑剤とを挙げることができる。
本発明の製造方法において、再加熱炉にて仕上圧延用素管を１０００℃以上で加熱することとしたのは、加熱温度が１０００℃未満であると、酸化性ガスの吹き込みが充分であっても仕上圧延用素管の内面での脱炭が不十分になるからである。また、加熱温度の上限を設ける必要はないが、加熱温度が１２００℃を超えるようになると、スケールの生成が急増しスケールロスによる製品歩留まりの問題が生ずるため、加熱温度は１２００℃以下にするのが望ましい。
本発明の製造方法では、再加熱炉にて仕上圧延用素管を１０００℃以上に加熱しその内面に酸化性ガスを吹き込む熱処理を行うことを必須とする。非黒鉛系潤滑剤を使用して延伸圧延を行った場合にも仕上圧延用素管の内表面に浸炭が残留するが、この場合であっても、前記図３および図４に示すように、吹き込まれた酸化性ガスの脱炭作用により、その内表面での最大Ｃ濃度を抑制することができる。
本発明の製造方法で適用できる酸化性ガスとして、空気、酸素（Ｏ２）、二酸化炭素（ＣＯ２）および水蒸気（Ｈ２Ｏ）等のガス、並びにこれらのガスと水素、窒素、希ガス等の非酸化性ガスと混合したガスを用いることができる。入手コストや取り扱いの容易性から酸化性ガスとして空気を用いるのが望ましい。
仕上圧延用素管の内表面で脱炭を行う際に、素管内面への酸化性ガスの吹き込み量が少量でも脱炭効果はあるが、酸化性ガスによる脱炭作用を有効に達成するには、酸化性ガスとして空気を用いた場合には、下記（１）式で示す条件を満足するのが望ましい。
２４０≦Ｒ×ｔ≦２１００ ・・・ （１）
ただし、Ｒ：空気の流量（リットル／秒）、ｔ：空気の吹き込み時間（秒）
本発明者らの検討によれば、素管内表面のＣ濃度を母材と同等のＣ濃度（肉厚中心部のＣ含有量）とするには、吹き込み量｛Ｒ（リットル／秒）×ｔ（秒）｝が２４０（リットル）以上になるように十分な脱炭を行うことが必要である。
一方、吹き込み量｛Ｒ（リットル／秒）×ｔ（秒）｝が２１００（リットル）を超えるようになると、素管内表面へのスケールの生成が促進され、スケールロスが大きくなる。さらに、吹き込む空気により仕上圧延用素管の温度が低下し再加熱が不十分となり、引き続き行われるストレッチレデューサー圧延での被圧延材の強度が高くなりすぎ、圧延荷重が上昇し、圧延ロール破損等の不具合が発生する懸念がある。また、吹き込み量が２１００（リットル）以下であれば、仕上圧延用素管の温度低下は５℃以内に留まり、ストレッチレデューサー圧延での仕上温度には支障がないことを確認している。
本発明の定径圧延としてストレッチレデューサー圧延を適用した製造方法では、ストレッチレデューサー圧延の仕上温度を８６０℃以上としたが、８６０℃未満では圧延された素管の軟化が不十分なため、次工程の冷間加工で軸方向内面割れ等の加工疵が発生し易く、十分な加工度を確保することができない。また、ストレッチレデューサー圧延後の素管表面に緻密なスケールができるため、冷間加工の前処理として行われる酸洗によるデスケーリング時にスケールが除去し難く、酸洗時間が長くなってしまう。
さらに、ストレッチレデューサー圧延の仕上温度を８６０℃以上にすることにより、ストレッチレデューサー圧延された素管の降伏強度を冷間加工が可能な強度レベルまで低下させることが可能になる。
一方、ストレッチレデューサー圧延の仕上温度を１０５０℃以下としたが、１０５０℃を超えても、圧延された素管の軟化程度はさほど変わらないが、逆にスケールの生成が極度に多くなり、製品の表面品質を損なうだけでなく、スケールロスにより製品歩留まりを低下させるためである。冷間加工での加工性や製品の表面品質を考慮すれば、ストレッチレデューサー圧延の仕上温度を８７０〜１０００℃、より望ましくは９００〜１０００℃とさらに厳密に管理するのがよい。
（実施例１）
実施例１では、ステンレス鋼の圧延素材として、表１に示す成分組成を有するＳＵＳ３０４鋼の２鋼種（Ａ、Ｂ）を準備した。
Figure 0004853515
ナトリウム４珪素マイカ：硼酸塩化合物＝１：１で配合した非黒鉛系潤滑剤を室温下で刷毛塗り後乾燥させ、その表面に膜厚約１００μｍの皮膜を形成させた、外径９４．５ｍｍのマンドレルバーを準備した。
次いで、このマンドレルバーを用い、傾斜ロール穿孔圧延機で穿孔圧延して得られた外径１３６．０ｍｍ、肉厚１６．８ｍｍおよび長さ７７００ｍｍで、温度が１１００℃である前記穿孔圧延で得られた２鋼種のホローシェルを、非黒鉛系潤滑剤の皮膜を形成させたマンドレルバーを用い、７スタンドからなるマンドレルミルに通して外径１１０．０ｍｍ、肉厚５．８ｍｍおよび長さ２５６００ｍｍの仕上圧延用素管に粗圧延した。
引き続いて、マンドレルミル圧延で得られた管を再加熱する際に、前記図５に示す装置構成を採用し再加熱炉２の側壁に空気吹込ノズル３を設けて、再加熱炉２内で加熱されて横送りされる仕上圧延用素管１の管端に向けて、空気吹き込みノズル３から管内面に酸化性ガスとして空気を吹き込んだ。このときの空気吹き込み量は、空気の流量Ｒ（リットル／秒）および空気の吹き込み時間ｔ（秒）を変化させて、０〜３６００（リットル）の範囲で変動させた。
再加熱後、２６スタンドからなるストレッチレデューサーに供給し、仕上温度を９００〜１０００℃として、外径４５．０ｍｍ、肉厚５．０ｍｍおよび長さ７６０００ｍｍの冷間加工用素管（熱間仕上管）に圧延した。圧延された素管は、常温まで冷却してから、クロップ部を切捨てた後、長さ１４０００ｍｍに５分割切断した。得られた冷間加工用素管内面の浸炭状況（素管内表面のＣ濃度）および酸洗後の肌荒れ状況を調査した。その結果を表２に示す。
前述の通り、素管内表面のＣ濃度は、内表面に付着した酸化スケールなどの異物を完全除去した管表面を対象として、発光分光分析装置を用いてＣ濃度を測定して求め、母材肉厚中央部のＣ含有量との差をΔＣ（質量％）として示した。さらに、素管内面品質の観察は、供試素管を硝弗酸液に６０分間浸漬して酸洗を行った後、内表面の肌荒れ状況を目視観察で評価した。
Figure 0004853515
表２に示す結果から分かるように、再加熱炉にて１０００℃以上に加熱し、その内面に酸化性ガスとして空気を吹き込んだ供試素管は、空気を吹き込まなかった供試素管に比べ、少量の吹き込み量であるのに拘わらず、ΔＣ（質量％）が低下し浸炭は改善されており、内表面の肌荒れも軽微であった（例えば、試験Ｎｏ．２）。
空気の吹き込み量に関し、空気の流量Ｒ（リットル／秒）および空気の吹き込み時間ｔ（秒）を変化させて、２４０（リットル）以上で空気を吹き込んだ供試素管は、内表面のΔＣ（質量％）はより低く抑えられ、同時に酸洗後の肌荒れも認められなかった。
一方、比較例として、空気を吹き込まなかった供試素管では、内表面に浸炭が残存し、これに起因して肌荒れが発生した（試験Ｎｏ．１、５）。また、再加熱炉での加熱温度が１０００℃未満と低い供試素管では、素管内面での脱炭が充分に行われず肌荒れが発生した（試験Ｎｏ．８）。
（実施例２）
上記実施例１で製造した試験Ｎｏ．４、５および７の冷間加工用素管について、上記の素管段階での肌荒れ有無を確認した後、冷間加工を行った。冷間加工の前処理としては、素管の軟化熱処理を行わず、直ちに外径４５．０ｍｍ、肉厚５．０ｍｍおよび長さ１４０００ｍｍに切断された素管状態のままで硝弗酸液に６０分間浸漬して酸洗によるデスケーリングを行った。
冷間加工としては、冷間圧延を行った。冷間圧延では、コールドピルガーミルを用いて外径２５．４ｍｍおよび肉厚２．１ｍｍ（断面減少率（Ｒｄ）：７５％）に仕上圧延した。冷間加工後の管内面の表面状況を目視で観察した。素管段階および冷間加工後の観察結果を表３に示す。
Figure 0004853515
表３の結果から明らかなように、比較例（試験Ｎｏ．５）は、素管段階で肌荒れが発生しており、冷間加工後において管内表面にすじ疵が発生した。一方、本発明例（試験Ｎｏ．４および７）では、素管段階でも肌荒れが発生せず、冷間加工後の管内表面にも内面疵の発生が認められず、良好な表面状況のステンレス鋼管が得られた。
（実施例３）
ステンレス鋼の圧延素材として、表４に示す成分組成を有するＳＵＳ３０４鋼とＳＵＳ３１６鋼を準備した。供試鋼のＣ含有量は、０．０２％レベルおよび０．０４％レベル（低Ｃ含有鋼）の４鋼種（Ｃ、Ｄ、Ｅ、Ｆ）、並びに０．０５〜０．０８％（中Ｃ含有鋼）の２鋼種（Ｇ、Ｈ）とした。
Figure 0004853515
ナトリウム４珪素マイカ：硼酸塩化合物＝１：１で配合した非黒鉛系潤滑剤を室温下で刷毛塗り後乾燥させ、その表面に膜厚約１００μｍの皮膜を形成させた、外径９４．５ｍｍのマンドレルバーを準備した。
次いで、このマンドレルバーを用い、傾斜ロール穿孔圧延機で穿孔圧延して得られた外径１３６．０ｍｍ、肉厚１６．８ｍｍおよび長さ７７００ｍｍで、温度が１１００℃である前記表４に示す６鋼種のホローシェルを、７スタンドからなるマンドレルミルに通して外径１１０．０ｍｍ、肉厚５．８ｍｍおよび長さ２５６００ｍｍの仕上圧延用素管に粗圧延した。その後、入り側近傍に設けた環状ノズルから高圧水を噴射してデスケールを行った。
引き続いて、マンドレルミル圧延で得られた管を１１００℃に再加熱した後、２６スタンドからなるストレッチレデューサーに供給し、仕上温度を８４０〜１０５０℃の範囲で変更させながら、外径４５．０ｍｍ、肉厚５．０ｍｍおよび長さ７６０００ｍｍ（断面減少率（Ｒｄ）：６７％）の冷間加工用素管に圧延した。
圧延された素管は、常温まで冷却してから、クロップ部を切捨てた後、長さ１４０００ｍｍに５分割切断した。得られた素管の管長手方向からＪＩＳ規定の１１号試験片を採取し、引張試験により降伏強度と破断強度を求めた。
図７は、ストレッチレデューサー圧延での仕上温度と引張試験結果との関係を示す図であり、（ａ）は降伏強度を示し、（ｂ）は破断強度を示している。ストレッチレデューサー圧延での仕上温度が高いほど降伏強度と破断強度が低下しており、仕上温度が８６０℃以上になると、降伏強度が６００ＭＰａ以下となり、冷間加工（冷間抽伸および／または冷間圧延）が可能な強度レベルまで低下した。
また、ＳＵＳ３０４鋼およびＳＵＳ３１６鋼は、低Ｃ含有鋼または中Ｃ含有鋼に拘わらず、いずれの鋼種であっても仕上温度の影響が大きく、同程度の強度レベルであった。
 産業上の利用の可能性
本発明法のステンレス鋼管の製造方法によれば、非黒鉛系潤滑剤を用いたマンドレルミル圧延等のマンドレルバーを用いた延伸圧延と、再加熱炉における酸化性ガスを吹き込む熱処理により、その後の定径圧延で発生する管内面の浸炭層の発生を抑制することができ、さらには、定径圧延として行うストレッチレデューサー圧延での仕上温度管理により、冷間加工前に素管の軟化熱処理を省略でき、表面品質に優れた冷間加工製品を高い生産効率で得ることができる。これにより、熱間仕上されたステンレス鋼管やさらに冷間加工されたステンレス鋼管の製造方法として、広く適用することができる。

Claims (2)

  1. 質量％で、Ｃｒ：１０〜３０％を含むステンレス鋼を素材として穿孔圧延し、非黒鉛系潤滑剤を用いてマンドレルバーを用いた延伸圧延で仕上圧延用素管を圧延した後に再加熱炉で加熱し、定径圧延としてのストレッチレデューサー圧延で仕上圧延された素管を冷間加工するステンレス鋼管の製造方法であって、
    前記再加熱炉にて前記仕上圧延用素管を１０００℃以上に加熱しその内面に酸化性ガスを吹き込む熱処理を行い、かつ前記ストレッチレデューサー圧延で８６０〜１０５０℃の温度で仕上圧延を行うことにより、前記素管の軟化熱処理を省略して冷間加工を行い、その後に固溶化熱処理を施すことを特徴とするステンレス鋼管の製造方法。
  2. 前記再加熱炉で前記仕上圧延用素管の内面に酸化性ガスとして空気を吹き込む際に、空気の流量Ｒ（リットル／秒）および空気の吹き込み時間ｔ（秒）とし、下記（１）式で示す条件を満足することを特徴とする請求項１に記載のステンレス鋼管の製造方法。
    ２４０≦Ｒ×ｔ≦２１００ ・・・ （１）
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